Methoden voor het bepalen van mogelijke schade · 2019-09-20 · Het betreft een herziening van CPR...

Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen 1

Methoden voor het bepalen van mogelijke schadeAan mensen en goederen door het vrijkomen van gevaarlijke stoffen

TEN GELEIDE Met ingang van 1 juni 2004 is de Adviesraad Gevaarlijke Stoffen (AGS) benoemd door het Kabinet. Tevens is de Commissie van Preventie van Rampen door gevaarlijke stoffen (CPR) opgeheven. De CPR bracht publicaties uit, de CPR-richtlijnen, die veelvuldig worden gebruikt bij vergunningverlening op grond van de Wet milieubeheer en binnen de werkterreinen van de arbeidsveiligheid, transportveiligheid en de brandveiligheid. De CPR-richtlijnen zijn omgezet naar de Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen. Het doel van deze publicaties is in hoofdlijnen dezelfde als van de CPR-richtlijnen namelijk een overzicht geven, op basis van de stand der techniekvan de voorschriften, eisen, criteria en voorwaarden die kunnen worden toegepast door overheden bij vergunningverlening aan en toezicht op bedrijven die werken met gevaarlijke stoffen. Alle CPR-richtlijnen zijn de omzetting naar PGS publicaties beoordeeld vanuit de volgende vragen; • is er nog een bestaansreden voor de richtlijn of kan de richtlijn vervallen en • kan de richtlijn ongewijzigd worden overgenomen of is actualisatie nodig. Dit rapport: - Methoden voor het bepalen van mogelijke schade - is opgesteld onder auspiciën van de CPR door de subcommissie risico evaluatie en niet eerder gepubliceerd. Het betreft een herziening van CPR 16 uit 1989, die kort na opheffing van de CPR is afgerond. Het Interprovinciaal Overleg (IPO), de Vereniging van Nederlandse Gemeenten (VNG), en het bedrijfsleven (VNO-NCW en MKB-Nederland) hebben positief geadviseerd over het uitbrengen van deze publicatie. Mede namens mijn collega’s bij de ministeries van Verkeer en Waterstaat, Sociale zaken en Werkgelegenheid en Binnenlandse Zaken en Koninkrijksrelaties, De staatssecretaris van Volkshuisvesting, Ruimtelijke Ordening en Milieubeheer, Drs. P.L.B.A. van Geel Den Haag, Maart 2005 Meer informatie over de Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen vindt u op www.vrom.nl/externeveiligheid

INHOUDSOPGAVE

Inleiding

1A. Effecten van brand op personen 1B. Effecten van brand op constructies 2A. Effecten van explosie op mensen 2B. Effecten van explosie op constructies 3. Toxische verbrandingsproducten 4. Schade door acute intoxicatie 5. Bescherming tegen toxische stoffen door verblijf binnenshuis 6. Aanwezigheidsgegevens

INLEIDING 1. Diepgang en beperkingen van het schadeboek Het voorliggende schadeboek bevat een aantal modellen waarvan de diepgang en beperkingen enerzijds zijn bepaald door de kennis welke over de effect-schade relaties bestond en anderzijds worden bepaald door het voor de ontwikkeling van het schadeboek beschikbare budget. In een aantal gevallen was de kennis ontoereikend om alle in het schadeboek gegeven modellen strikt wetenschappelijk te onderbouwen. Een voorbeeld daarvan is het gebruik van toxiciteitgegevens in effect-schademodellen. Op grond van de voorstellen van de onderzoekers ten aanzien van de toe te passen methodieken is, in afwachting van meer informatie, een consensus in de toenmalige CPR ten aanzien van de toe te passen modellering overeengekomen. In zijn algemeenheid dient het schadeboek geplaatst te worden in de periode waarin het onderzoek is uitgevoerd. Zelfs bij het ter perse gaan van het boek waren al weer nieuwe onderzoeksresultaten beschikbaar of tekende een beter begrip ten aanzien van de behandelde materie zich af. Het schadeboek is ontwikkeld met een beperkt budget en moest, gegeven de behoefte aan duidelijkheid en standaardisatie ook geen jarenlang onderzoek kosten. Het beperkte budget en de tijdsplanning vinden logischerwijs hun weerslag in een aantal van de beschreven modellen. In vergelijking met de vorige uitgave van het schadeboek uit 1989 zijn een aantal hoofdstukken uitgebreid en is de naam van enkele hoofdstukken gewijzigd. Samengevat is de CPR van mening dat het voorliggende schadeboek moet worden gezien als een aanbeveling ten aanzien van het gebruik van effect-schademodellen met de aantekening, dat om budgettaire, praktische en pragmatische redenen soms verder gegeneraliseerd wordt dan in feite op grond van beschikbare specifieke kennis aan mogelijkheden voorhanden is. Nochtans is de CPR van mening dat dit schadeboek in de behoefte aan duidelijkheid en standaardisatie met betrekking tot effect-schademodellen voorziet, los van het feit dat er motivatie voor uitbreiding en herziening van modellen in de toekomst zal blijven bestaan. 2. Kaderstelling van het “Schadeboek” In het thans voorliggende Schadeboek worden schademodellen gepresenteerd (ook wel genoemd kwetsbaarheidmodellen) ten behoeve van het bepalen van mogelijke schade aan mensen en goederen door het vrijkomen van gevaarlijk stoffen. Aan het hanteren van de schademodellen zal over het algemeen een toepassen van zogenaamde effectmodellen voorafgaan. Een belangrijk standaardwerk, waarin deze modellen zijn opgenomen, is het “Gele boek” (1). Het betreft dan het berekenen van concentraties van een stof in de atmosfeer, het berekenen van warmtestralingintensiteiten en het berekenen van overdrukken door explosies. Alle genoemde effecten zijn een functie van de afstand tot het ontsnappingspunt. Met behulp van schademodellen kunnen de berekende effecten worden omgerekend naar schade aan mensen of goederen. Te zamen met het kansenboek (2) en het Gele boek (1), vormt dit Schadeboek een deel van de reeks standaardwerken ten behoeve van risico-analyse. Risico-analyse is een niet in alle opzichten exacte wetenschap. Toch is gebleken dat het toepassen van de hierboven genoemde modellen kan bijdragen aan een vergroting van het inzicht in risico’s van het omgaan met gevaarlijke stoffen en dus aan het terugdringen van de risico’s. Vanwege de relatief grote onzekerheden die worden geïntroduceerd, is echter voorzichtigheid geboden bij de interpretatie van de resultaten van een risico-analyse.

Een beschouwing van de onzekerheden in het toepassen van de gepresenteerde schademodellen is zoveel mogelijk bij de verschillende schademodellen zelf opgenomen (zie de desbetreffende hoofdstukken). Deze onzekerheden dienen te worden geplaatst in het geheel van een risico-analyse. Zowel in de kansbepaling van ongewenste gebeurtenissen als wel in de effectberekeningen worden ook onzekerheden geïntroduceerd. In de COVO-studie en de LPG-Integraalstudie worden globaal de volgende onzekerheden genoemd: een factor 10-100 in de kansen en een factor 10 in de gevolgen. In de “De onzekerheid van effectberekeningen in risicostudies”(3) is nader ingegaan op de parameteronzekerheid in de effectmodellen. Een spreiding van een factor 2-6 wordt daarin genoemd. Bij het toepassen van de schademodellen moet de gebruiker zich dus realiseren dat de resultaten van de effectberekeningen (uitgangspunt voor de schadeberekening) onzeker zijn. De schadeberekeningen zelf introduceren extra onzekerheden. Deze onzekerheden zijn van verschillende aard:

a. Modelonzekerheden. Belangrijk in dit verband is het verschil in kwetsbaarheid van mensenonderling en van constructies onderling.

b. Parameteronzekerheden. Essentieel zijn hier bijvoorbeeld: aanwezigheidsgegevens, toxicieitsgegevens, blootstellingsduur (vluchtgedrag), etc.

In het Paarse Boek (4) zijn de parameters vastgelegd die in risico-analyses worden gebruikt met het doel de verschillen in uitkomsten van risicoberekeningen zoveel mogelijk te beperken. Voor het verkrijgen van een inzicht met betrekking tot de veiligheidsafstanden tussen installatie(s) (-onderdelen), of tussen installaties of transportroutes en (woon-)bebouwing, kunnen schadeberekeningen echter zeker een rol spelen. Ook ten behoeve van het opstellen van rampbestrijdingsplannen is dat het geval. Bij het vergelijken van verschillende berekeningsresultaten van dezelfde modellen, zal een geconstateerd verschil een kleinere onzekerheid bevatten. Een relatief gebruik (vergelijken van verschillende locaties/veiligheidsvoorzieningen/routes etc.) levert dus de beste resultaten. Het verdient aanbeveling om de invloed van de onzekerheden bij het hanteren van de schademodellen nader te kwantificeren. Aan de hand daarvan kan ook middels nader onderzoek getracht worden de onzekerheden te verkleinen. De resultaten zullen in dienst moeten staan van een verhoging van de veiligheid. Daarbij is echter ook een groot aantal andere technieken voorhanden (procesveiligheidsanalyse, HAZOP, safety audits etc.). In het algemeen zal een goed risicomanagement erop toezien dat kennis en ervaring up to date zijn, de installatie veilig is en het onderhoud goed. Tot goed risicomanagement hoort echter ook het verkrijgen van inzicht in mogelijk optredende schade na een onverhoopt ongeval. De voorliggende modellen kunnen hierbij behulpzaam zijn en zijn een weerslag van de kennis op dit gebied anno 2004. Referenties

1. Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen nr. 2, Methods for the calculation of physical effects, het gele boek.

2. Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen nr. 4, Methoden voor het bepalen en verwerken van kansen, het rode boek.

3. De onzekerheid van effectberekeningen in risicostudies. AVIV, januari 1986. 4. Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen nr. 3, Guidelines for Quantitativ Risk

Assessment, het paarse boek.


Deel 1A:Effecten van brand op personen

december 2003

pagina 2 van 64

PGS 1, Deel 1A: Effecten van brand op personen

1 Inleiding 6 1.1 Algemeen 6 1.2 Verantwoording 6 1.3 Modellen 6 1.4 Hoofdstukbeschrijving 6

2 Identificatie schema en berekeningsmethode 8

3 De effecten van warmtestraling op personen 12 3.1 Inleiding 12 3.2 Karakterisering van letsel 12 3.3 Gevolgen van brandwonden 14 3.4 Fysische eigenschappen van de huid 15 3.5 Berekeningsmodel voor temperatuurverloop in de huid als gevolg van warmtestraling 16 3.5.1 Inleiding 16 3.5.2 Model voor warmtetransport in de huid 16 3.6 Experimentele bepaling van letsel door warmtestraling 22

4 Statistisch model voor letsel door warmtestraling 28 4.1 Inleiding 28 4.2 Het ‘vulnerability model’ voor de bepaling van schadeomvang door warmtestraling 28 4.3 Aangepast model voor koolwaterstofbranden 30 4.4 Correctiefactoren voor de bepaling van de schadeomvang m.b.v. probitfuncties 33 4.5 Overige modellen voor letsel door warmtestraling 35 4.5.1 Het Lees-model 35 4.5.2 Het Prugh Model 39

5 De invloed van kleding en bescherming door gebouwen 40 5.1 Inleiding 40 5.2 De ontsteking van kleding 40 5.2.1 Spontane ontsteking 40 5.2.2 'Piloted' ontsteking 44 5.2.3 Effecten van brandende kleding 44 5.3 De beschermende werking van kleding 44 5.4 Bescherming door gebouwen 46

6 Keuze van de blootstellingsduur van personen bij warmtestraling door brand 47 6.1 Inleiding 47 6.2 Invloed van de samenstelling van de blootgestelde groep 47 6.3 Invloed van de brandsituatie 49 6.4 Literatuurgegevens over blootstellingsduur en vluchtgedrag 49 6.5 Bepalen van de effectieve blootstellingsduur 50

7 Schade ten gevolge van een wolkbrand (‘flash fire’) 52 7.1 Inleiding 52

Inhoudsopgave pagina

december 2003

pagina 3 van 64


7.2 Het verloop van een wolkbrand 52 7.3 Persoonlijk letsel door een wolkbrand 53 7.4 Conclusie 53

december 2003

pagina 4 van 64


Samenvatting

te kunnen bepalen. De volgende factoren die van invloed zijn op de omvang van de schade worden behandeld:

• Relatie tussen warmtestralingsdosis en omvang van letsel (hoofdstuk 4) • Invloed van kleding en bescherming door gebouwen op omvang van letsel (hoofdstuk 5) • Blootstellingsduur die wordt bepaald door onder andere de vluchtsnelheid en mogelijkheid tot

schuilen (hoofdstuk 6) Ingeval van letsel ten gevolge van een brand vallen de letseloorzaken in twee categorieën:

1. letsel door vlamcontact: dit geldt voor personen binnen de omvang van de (plas-) brand;

2. letsel door warmtestraling. Het is aannemelijk dat personen binnen de omvang van de brand zullen overlijden (zie ook § 7.3: letsel ten gevolge van wolkbrand) ten gevolge van het directe vlamcontact. Het letsel veroorzaakt door warmtestraling op de huid kenmerkt zich gewoonlijk als eerste-, tweede- of derdegraadsverbranding. De verbrandingsgraad duidt aan in welke mate en tot welke diepte de huid is beschadigd. Op basis van literatuurgegevens is geconcludeerd dat brandwonden ontstaan als de temperatuurverhoging op de huid ten minste 9K bedraagt. De diepte van de verbranding volgt uit de berekening van de diepte tot waar de temperatuurverhoging tenminste 9K bedraagt. Als de verbranding zich beperkt tot de dikte van de epidermis (x = 0,12 mm) is sprake van eerstegraadsverbranding. Aantasting van de dermis (x = 2 mm) betekent tweedegraadsverbranding. Bij nog diepere verbranding ontstaan derdegraads brandwonden. Als gevolg van verbrandingen kunnen personen komen te overlijden. In het algemeen wordt ervan uitgegaan dat er bij tweede- en derdegraadsverbrandingen een kans op overlijden bestaat. Er bestaat een relatie tussen percentage verbrand huidoppervlak en overlijdenskans (Tabel 3-1, hoofdstuk 3), afhankelijk van de leeftijd van de getroffen persoon. Ook is er een relatie bepaald tussen de brandwonddiepte en de kans op overlijden (Hymes, hoofdstuk 4). Er zijn verschillende probitrelaties afgeleid voor eerste-, tweede-, derdegraadsverbrandingen en letaliteit. Deze geven de probit als functie van de warmtestralingsdosis. De probit-waarde correspondeert met de kans op het letsel waarvoor de probitrelatie geldt. De warmtestralingsdosis is de blootstellingsduur maal de warmtestralingsintensiteit tot een bepaalde macht: Ds = t*qn [s*(W/m2)n] De meeste ontwikkelde modellen voor de beschrijving van letsel door brand zijn gebaseerd op de warmtestralingsdosis als veroorzakende factor. Persoonlijk letsel bij afwezigheid van beschermende kleding kan bij langdurige blootstelling reeds optreden bij een stralingsintensiteit van ca. 1 kW/m2. Kleding kan een beschermende werking hebben, mits deze niet ontsteekt door zelfontbranding of vonken (zie § 5.3). De beschermende werking wordt tot uitdrukking gebracht in een reductie van het

In dit deel van PGS 1 wordt de benodigde informatie gegeven om de effecten van brand op personen

december 2003

pagina 5 van 64


verbrande huidoppervlak en de daarbij behorende letaliteit (zie § 5.3 Tabel 5-2). Bij ontbranding van de kleding kan de letale letselkans op 100% gesteld worden. Voor de berekening van de blootstellingsduur (∆t) is geen eenduidige formule te geven. Factoren die ∆t beïnvloeden zijn onder andere (zie hoofdstuk 6 en Bijlage 2):

• schuilmogelijkheden • vluchtmogelijkheden • groepssamenstelling

december 2003


1 Inleiding

1.1 Algemeen

Brand kan op verschillende manieren schade veroorzaken: a) door warmtestraling, b) door de vorming van toxische verbrandingsproducten.

1.2 Verantwoording

1.3 Modellen

van de warmtestralingsintensiteit voor verschillende soorten branden. Het effect van een brand wordt uitgedrukt in het stralingsniveau als functie van de afstand en als functie van de tijd. Er zijn verschillende situaties denkbaar waarbij, tengevolge van een calamiteit, de warmteontwikkeling zo groot is dat in de omgeving schade van niet verwaarloosbare omvang ontstaat. Deze schade kan zich uiten door brandwonden bij blootgestelden en door materiaalvervorming en -verzwakking als gevolg van oververhitting. Bovendien kunnen (onder andere door zelfontbranding) secundaire branden ontstaan. De bekendste modellen voor de berekening van schade door warmtestraling worden beschreven in het "Vulnerability Model" van de US Coast Guard [2]. Deze modellen zijn beperkt van opzet en bovendien voor de Nederlandse situatie beperkt bruikbaar. Dit wordt onder andere veroorzaakt door het verschil in bouwwijze in Nederland en in de Verenigde Staten. Bovendien zijn de in [2] beschreven modellen vrijwel volledig gebaseerd op schadeanalyses van kernexplosies. Er bestaat echter de nodige twijfel over de overeenstemming tussen het schadebeeld van kernexplosies en conventionele branden van bijvoorbeeld koolwaterstoffen. In de eerste editie van CPR 16 was reeds een model opgenomen dat een aanpassing betrof van het "Vulnerability Model", om het geschikt te maken voor het bepalen van schade ten gevolge van koolwaterstofbranden. In deze tweede editie zijn tevens het Lees model (1994) en het Prugh model (1994) beschreven. De in dit rapport beschreven modellen zijn geschikt voor de Nederlandse situatie, en gebaseerd op conventionele branden.

1.4 Hoofdstukbeschrijving

Hoofdstuk 2 geeft het identificatie schema waarin beschreven is hoe gebruik gemaakt kan worden van de verschillende hoofdstukken om schade door warmtestraling te bepalen. Hoofdstuk 3 geeft een algemene beschrijving van het effect van warmtestraling op de huid. Eerst geeft

In dit deel van PGS 1 worden alleen de effecten van warmtestraling besproken. Informatie over de vorming van toxische verbrandingsproducten bij brand is opgenomen in deel 3 van PGS 1.

In hoofdstuk 6 ("Warmte-uitstraling") van PGS 1 [1] worden modellen behandeld voor de berekening

Ten opzichte van de eerste editie van CPR 16 zijn de hoofdstukken betreffende de effecten van brand op de mens aangevuld en/of geactualiseerd met informatie uit Lees (1996) [32]. Deze informatie betreft onder andere additionele modellen om overlijdenspercentages vast te stellen (Lees model en Prugh model), informatie over beschermende werking van gebouwen, nieuwe informatie omtrent de relatie tussen percentage verbrand huidoppervlak en letaliteit en extra informatie over ontsteking van kleding.

pagina 6 van 64

december 2003

pagina 7 van 64


het een karakterisering van het verbrandingsletsel en de gevolgen ervan. Vervolgens is een beschrijving van de fysische huideigenschappen opgenomen en tenslotte volgt een model van de berekening van het temperatuurverloop in de huid tengevolge van warmtestraling. Hoofdstuk 4 geeft een statistische karakterisering van persoonlijk letsel tengevolge van warmtestraling. Met de hier gegeven probitfuncties kan de ernst van het letsel worden berekend uitgaande van een bekende blootstellingsduur en stralingsintensiteit. Hoofdstuk 5 beschrijft de invloed van kleding op de omvang van het letsel. Tevens geeft het waarden voor de stralingsintensiteit waarbij kleding ontvlamt, voor diverse stoffen. De beschermende werking komt tot uitdrukking in een reductiefactor op de schadeomvang. Een paragraaf is gewijd aan de beschermende invloed van gebouwen. Hoofdstuk 6 geeft aanwijzingen voor het bepalen van de effectieve blootstellingsduur. Hierbij wordt rekening gehouden met een bepaald vluchtgedrag van de blootgestelde personen en de invloed van de omgeving. De invloed van het vluchtgedrag op de schadeomvang wordt afgeschat. Hoofdstuk 7 analyseert de gevolgen van een wolkbrand.

december 2003

pagina 8 van 64


2 Identificatie schema en berekeningsmethode

Met behulp van het ingegeven identificatieschema kan nagegaan worden onder welke omstandigheden de informatie uit dit deel van PGS 1 bruikbare waarden geeft voor het bepalen van de schade door warmtestraling. De nummers buiten de blokken verwijzen naar de betreffende paragraaf in dit hoofdstuk. Aan de hand van het identificatieschema wordt hieronder aangegeven hoe het berekenen van de schade aan personen door warmtestraling kan plaatsvinden. I Bepaal het aantal slachtoffers binnen het vlamgebied (zie Bijlage 1)

a) bereken afmetingen van de vlam (R) b) bepaal de bevolkingsdichtheid in het gebied van de vlam c) beregen het aantal slachtoffers binnen het vlamoppervlak met de formule: N1 = No. ? R2 Veronderstellingen: - homogene bevolkingsverdeling; - alle personen verblijven buitenshuis. II Bepaal de maximale effectieve blootstellingduur van een slachtoffer (teff} (zie hoofdstuk 5 en Bijlage 2)

III Bepaal de volgende grootheden: a) straal van vlamgebied (R, straal van vuurbal of brandende plas);

stralingsintensiteit aan het vlamoppervlak qo (bijvoorbeeld met behulp van het "Gele Boek" [1]);

b) stralingsintensiteit als functie van de afstand tot de vlamrand (bijvoorbeeld met behulp van een computerprogramma [16]), hieruit volgt de veilige afstand (xv); maximale vluchttijd (t v) vanaf de vlamrand (R) naar xv (hier is de stralingsintensiteit 1 kW/m2) (Bijlage 2);

c) brandduur (to); d) effectieve blootstellingduur (t eff) inclusief vluchtgedrag (zie Bijlage 2 en paragraaf 5.4).

De effectieve blootstellingsduur is gelijk aan de som van de reactietijd tr en de vluchttijd tv. Veronderstellingen: - vluchtsnelheid u = 4 m/s; reactietijd tr = 5 s (zie paragraaf 5.4); - de berekende maximale vluchttijd geldt voor alle blootgestelde personen en is dus een overschatting. IV Bepaal het aantal slachtoffers buiten het vlamgebied (N2) (zie Bijlage 1) met de formule:

∫∞

∗∗∗=R

o rdrNrpN π2)(2 (D.2)

december 2003

pagina 9 van 64


waarin,

−+∗=

2

5Pr1

21

)( erfFrp k (D.3)

(Fk is een reductiefactor tengevolge van eventuele beschermende werking van kleding, zie hieronder). p(r) is de kans op overlijden op afstand r vanaf het midden van de vuurhaard. V Bepaal de invloed van kleding (Fk) (zie hoofdstuk 4) a) kleding ontbrandt niet In paragraaf 5.3 wordt voor de invloed van kleding een reductiefactor op het percentage slachtoffers gegeven: Fk = 0,14, waarbij verondersteld wordt dat de kleding niet ontbrandt. De afmetingen van het 100% letaliteitsgebied zijn dus gelijk aan de afmetingen van de vlam + het gebied waarbinnen kleding spontaan ontbrandt. Veronderstellingen voor gebied waarin kleding niet ontbrandt: - met kleding bedekte huid blijft onbeschadigd; - er is een gemiddelde leeftijdsopbouw van de blootgestelde bevolking; - men is volledig gekleed, dat wil zeggen alleen gezicht, hals en onderarmen kunnen

verbrandingen oplopen. b) kleding wordt ontstoken Veronderstelling: bij ontsteking van kleding treedt dodelijk letsel op. Stel ontsteking vindt plaats indien de ontvangen warmtestralingsdosis (Dsk) groter is dan

2,5*104

2

2

mkW

* s (zie paragraaf 4.2).

We bepalen nu de afstand tot de oorsprong (Rk) waarbinnen deze dosis overschreden wordt inclusief vluchtgedrag. Daarbij stellen we de exponent n in de dosis gelijk aan 2.7 (de maximaal gemeten waarde, zie paragraaf 5.2).

dttqtqDc

r

t

trosk ∗+∗= ∫ 7,27,2 )( (D.4)

waarin 2

)()(

−+

=ro

oo ttux

xqtq

en tr = reactietijd = 5 s. Uitgaande van de gegeven dosis kan nu de tijd, waarop deze bereikt wordt, berekend worden met behulp van:

( )dt

ttuxx

qtqDc

r

t

t r

oorosk ∗

−∗+

∗+∗=∗≥ ∫7,2

7,24 )(105,2 (D.5)

met

december 2003

pagina 10 van 64


rov

c tu

xxt +

−

= (D.6)

waarin xv = afstand waarop q = 1 kW/m2 en xo = startpositie van slachtoffer vanaf vlamrand. Hieruit kan langs iteratieve weg xo worden bepaald. Deze waarde van xo is tevens de minimale waarde van xo in de formules (B.3), (B.4) en (B.5). De bijbehorende waarde van Rk volgt uit:

ok xRR += (D.7)

De invloed van de ontstekende kleding wordt verwerkt door de oppervlakte "binnen" het vlamgebied (= 100% dodelijk letsel gebied) te vergroten. In (D.2) en (D.3) moet daartoe R worden vervangen door Rk. Op deze wijze worden tevens "dubbeltellingen" (tengevolge van kledingbrand en directe stralingsschade) vermeden.

december 2003

pagina 11 van 64


Figuur 2-1: Identificatie schema voor bepaling van effecten van brand op personen

- probitfuncties warmtestraling

- Lees model

- Prugh model

materiële schade gebouwen

binnenshuis

†

secundaire

effecten geen model

binnen

vlamgebied 100% letaliteit

Deel 1B

ja

nee

nee

nee

ja

ja

ja

par. 7.3

brand

∆t = brandduur

vluchten

bepaal

reductiefactor

kleding ontsteking

kleding

Pr = f (dosis)

letaliteit = f (%)

†

zie fig. 5.1

zie tab. 5.1

ja

nee

ja

nee

nee

bepaling effectieve

blootstellingsduur ∆t = ∆teff

par. 5.2

par. 5.3

- fakkelbrand

- plasbrand

reductiefactor op blootgestelde

huidoppervlak

par. 6.5

december 2003

pagina 12 van 64


3 De effecten van warmtestraling op personen

3.1 Inleiding

Warmtestraling heeft een tweeledig effect op personen, namelijk fysiologische effecten en pathologische effecten. Fysiologische effecten uiten zich voornamelijk bij verblijf onder hete, vochtige condities. De effecten zijn:

a) stijging van de hartslag; b) zweten; c) stijging van de lichaamstemperatuur.

Deze effecten spelen alleen een rol bij blootstelling over langere tijd en zullen verder niet beschouwd worden. Pathologische effecten van warmtestraling hebben betrekking op het ontstaan van brandwonden door warmtetransport naar de huid. Voor de onbeschermde huid is dit proces vrij eenvoudig te beschrijven. Voor de door kleding beschermde huid is dit meer gecompliceerd. Het ontstaan van brandwonden op door kleding bedekte lichaamsdelen wordt voornamelijk veroorzaakt door het in brand raken of smelten (plakken aan de huid) van die kleding. Dit verschijnsel wordt afzonderlijk behandeld (§ 5.2). Na een karakterisering van de ernst van letsel door warmtestraling (brandwonden) (paragraaf 3.2) en behandeling van de belangrijkste fysische eigenschappen van de huid (paragraaf 3.3) wordt een model behandeld voor de berekening van de diepte van verbrandingen als functie van de stralingsdosis waaraan de huid wordt blootgesteld (paragraaf 3.4).

3.2 Karakterisering van letsel

Het letsel veroorzaakt door warmtestraling op de huid wordt gewoonlijk gekarakteriseerd als eerste-, tweede- of derdegraadsverbranding. Daarmee wordt aangeduid in welke mate en tot welke diepte de huid is beschadigd. Een geïllustreerde beschrijving van brandwonden en de lichaamsreacties die hierdoor worden veroorzaakt, als mede de therapie, wordt gegeven in het boek "Brandwonden" [3]. De hieronder gegeven indeling van brandwonden in graden is uit dit boek overgenomen. Figuur 3-1 (eveneens overgenomen uit [3]) geeft een doorsnede van de huid. De bovenste huidlaag, de epidermis, heeft onder andere als functie de vorming van cellen; vanuit de basale cellaag van het epidermis (stratum basale) vindt het herstel na verbranding plaats. Bij verbranding van de dermis vindt het herstel plaats vanuit de uitstulpingen van de epidermis in de dermis.

december 2003

pagina 13 van 64


Figuur 3-1: Dwarsdoorsnede huid

Een eerstegraadsverbranding is oppervlakkig en wordt gekenmerkt door een rode, droge en pijnlijke huid. Bij een tweedegraadsverbranding is de epidermis (dikte 0,07-0,12 mm) verbrand; een dergelijke verbranding kenmerkt zich door blaarvorming en een natte huid, die nog rood is. Een derdegraadsverbranding strekt zich uit tot de dermis (dikte 1-2 mm) waarin zich onder meer de haarwortels en de vrije zenuwuiteinden bevinden; de verbrande huid is gevoelloos en droog en heeft een witte, gele of zwarte kleur. Alleen binnen de tweedegraadsverbrandingen wordt nog onderscheid gemaakt namelijk tussen oppervlakkige en diepe verbrandingen.

december 2003

pagina 14 van 64


3.3 Gevolgen van brandwonden

Tweede- en derdegraadsverbrandingen kunnen leiden tot verminkingen. De behandeling ervan vereist, ook in verband met de na enkele uren volgende verbrandingsziekte, vaak een klinische hulp in een specialistisch ziekenhuis. Ook bestaat er een reële sterftekans. Schatting van deze kans wordt gemaakt op grond van het gedeelte van het huidoppervlak dat verbrand is en de leeftijd van de betrokkene. Tabel 3-1 (overgenomen uit [32]) geeft het verband tussen de sterftekans en deze parameters. Dit verband (volgens J.C. Lawrence,1991) wordt gebruikt voor de schatting van de overlevingskansen van patiënten onder andere door het Brandwondencentrum te Beverwijk. Uit deze tabel is onder meer af te lezen dat bij 50% verbrand huidoppervlak een kind van 0 - 9 jaar een overlevingskans heeft van 80%, een volwassene van 30 - 35 jaar een overlevingskans heeft van 60% en iemand ouder dan 65 jaar vrijwel zeker zal overlijden.

Tabel 3-1: Verband tussen leeftijd, percentage verbrand oppervlak en letaliteit (sterftekans). (Bron: J.C. Lawrence, 1991 [28]).

Leeftijd (jaar) %

lichaams

oppervlak

verbrand

0-4 5-9 10-

14

15-

19

20-

24

25-

29

30-

34

35-

39

40-

44

45-

49

50-

54

55-

59

60-

64

65-

69

70-

74

75-

79

80-

84

85+

93+ 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

88-92 0.9 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

83-87 0.8 0.8 0.9 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

78-82 0.8 0.8 0.8 0.8 0.9 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

73-77 0.7 0.7 0.7 0.8 0.8 0.8 0.9 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1 1 1 1

68-72 0.6 0.6 0.6 0.7 0.7 0.8 0.8 0.8 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1 1 1

63-67 0.5 0.5 0.5 0.6 0.6 0.7 0.7 0.8 0.8 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1 1

58-62 0.3 0.4 0.4 0.5 0.5 0.6 0.6 0.7 0.7 0.8 0.9 0.9 1 1 1 1 1 1

53-57 0.2 0.3 0.3 0.4 0.4 0.5 0.5 0.6 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1 1 1 1 1

48-52 0.2 0.2 0.2 0.3 0.3 0.4 0.4 0.5 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1 1 1 1

43-47 0.1 0.1 0.2 0.2 0.2 0.3 0.3 0.4 0.4 0.5 0.5 0.7 0.9 1 1 1 1 1

38-42 0 0.1 0.1 0.1 0.2 0.2 0.2 0.3 0.3 0.4 0.4 0.6 0.8 0.9 1 1 1 1

33-37 0 0 0 0.1 0.1 0.1 0.2 0.2 0.2 0.3 0.3 0.5 0.7 0.9 1 1 1 1

28-32 0 0 0 0 0.1 0.1 0.1 0.1 0.2 0.2 0.2 0.3 0.5 0.8 0.9 1 1 1

23-27 0 0 0 0 0 0 0 0.1 0.1 0.1 0.2 0.2 0.4 0.6 0.8 0.9 0.9 1

18-22 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.1 0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.8 0.8 0.9

13-17 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.1 0.1 0.3 0.5 0.6 0.6 0.7

8-12 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.4 0.4

3-7 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.1 0.1 0.1 0.2 0.2

0-2 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.1 0.1

december 2003

pagina 15 van 64


De genezingsduur voor diepe tweede- en derdegraadsverbrandingen kan worden gesteld op respectievelijk 14-21 en 21 dagen. Blaarvorming wordt globaal geacht tweedegraads te zijn.

3.4 Fysische eigenschappen van de huid

De fysische eigenschappen van de huid hangen sterk af van het deel van de menselijke huid dat wordt beschouwd. Dit geldt in het bijzonder voor de dikte van de huid. Door Stoll [4] worden de gemiddelde waarden gegeven, zoals vermeld in Tabel 3-2.

Tabel 3-2: Gemiddelde waarden voor fysische eigenschappen van de huid van een man van 70 kg en 1,7 meter [4]

Gewicht, M 4 kg Oppervlak, A 1,8 m2 Volume, V 3,6*10-3 m3

Waterinhoud, - 70-75% (massa) Soortelijk gewicht, ρ 1100 kg/m3 Dikte, d 0,05-5 mm (in hoofdzaak 1-2 mm) De belangrijkste eigenschap van de huid ten aanzien van verwonding door warmtestraling is de temperatuurvereffeningscoëfficiënt at

cat ⋅

=ρ

λ

s

m2

(3.1)

met λ: warmtegeleidingscoëfficiënt [W/m*K] ρ: soortelijk gewicht [kg/m3] c: soortelijke warmte [J/(kg*K)] Deze grootheid bepaalt de snelheid, waarmee de energie door de huid wordt opgenomen en de temperatuur ervan stijgt. Een andere grootheid die bepalend is voor de mate van temperatuurverhoging, is de zogenaamde thermische traagheid: λρc [J2s/(m4*K2)]. Door Hardee en Lee [5] wordt een warmtegeleidingsmodel voor de huid gegeven. Hoewel soms voor de thermische eigenschappen van de huid gegevens voor water worden gebruikt, blijkt uit metingen dat deze eigenschappen sterk kunnen variëren. In Tabel 3-3 zijn een aantal meetwaarden weergegeven.

Tabel 3-3: Thermische eigenschappen van de menselijke huid [5]

λ [W/(m*K)]

ρc [J/(m3*K)]

at [m2/s]

λρc [J2s/(m4*K2)]

Perkins et al [6] 0,764 3,35x106 0,228x10-6 2,56x106

Mitchell [21] 0,591 4,19x106 0,141x10-6 2,47x106 Stoll [4] 0,628 3,68x106 0,171x10-6 2,31x106

december 2003

pagina 16 van 64


In [5] wordt de voorkeur gegeven aan het gebruik van de waarden van Perkins et al [6]. De absorptiecoëfficiënt a geeft aan welk deel van de invallende straling wordt geabsorbeerd. Uit de experimenten van Stoll en Chianta [7] met (zwart gemaakte) huid volgt een absorptie van 94%. Gezien het geringe gereflecteerde deel kan worden uitgegaan van een volledige absorptie van de invallende straling.

3.5 Berekeningsmodel voor temperatuurverloop in de huid als gevolg van warmtestraling

3.5.1 Inleiding

Brandwonden ontstaan door temperatuurverhoging van de huid als gevolg van warmtetransport in de huid. Bij warmtetoevoer als gevolg van warmtestraling door brand is de opname van de energie vrijwel volledig (zie "Fysische eigenschappen van de huid"). Afhankelijk van de mate van tem-peratuurverhoging en de penetratiediepte ontstaan min of meer ernstige brandwonden, zie paragraaf 3.2. Door Hardee en Lee [5] is een model beschreven om de temperatuur in de huid als functie van tijd en plaats te berekenen. Door vergelijking van de berekende temperaturen aan grenswaarden voor een graad van verbranding kan een indruk worden verkregen van de mate van verbranding als gevolg van blootstelling aan een warmtestralingsdosis.

3.5.2 Model voor warmtetransport in de huid

Het transport van warmte in de huid door straling van een brand kan worden beschouwd als eendimensionaal warmtetransportprobleem, zie Figuur 3-2. Een deel van de invallende straling zal gereflecteerd worden aan het oppervlak van de huid. Afhankelijk van de toestand van de huid zal deze reflectie groter of kleiner zijn. De doorgelaten warmtestroom q volgt uit:

iqaq ∗= [W/m2] (3.2)

met a de absorptiecoëfficiënt.

december 2003

pagina 17 van 64


Figuur 3-2: Eéndimensionaal model voor het warmtetransport in de huid

Wanneer de huid wordt voorgesteld als een halfoneindig medium, waaraan voor o ≤ t ≤ tc een constante warmtestroom q wordt toegevoerd, dan kan voor tijd t ≤ tc het temperatuurverloop worden berekend met (zie [5]):

( )

=−

tax

ierfctc

qTxtT

ti

42

),(ρλ

[K] (3.3)

Ti : de begintemperatuur [K] T(t,x) : temperatuur van de huid op diepte x als functie van de tijd [K] x : de penetratiediepte [m] ierfc : geïntegreerde complementaire error-functie t : tijd [s] tc : blootstellingsduur [s] waarin:

( )∫ ∫∞ ∞

−

Π=

z z

dzdzierfc 12

1

exp2

)( ηη (3.4)

De totale warmtehoeveelheid Q in de huid ten gevolge van een warmtepuls gedurende tc is:

ctqQ ∗= (3.5)

Aan het einde van de blootstellingsduur zal deze warmtehoeveelheid zijn opgeslagen in de bovenste

december 2003

pagina 18 van 64


laag van de huid. Voor t > tc diffundeert de warmte verder in de huid en geeft daar een temperatuurverhoging. Voor t > tc volgt het temperatuurverloop uit:

( )

−∗−−

∗=−

ctc

ti

tta

xierfctt

ta

xierfct

c

qTtT

44

2)(

ρλ (3.6)

met T(t) in [K]. Bij deze afleiding is er geen rekening mee gehouden dat in de huid ook warmte wordt afgevoerd door de stroming van bloed door de bloedvaten. De gegeven fysische eigenschappen van de huid in paragraaf 3.4 zijn experimenteel bepaald. Door gebruik van die gegevens wordt impliciet rekening gehouden met warmtetransport door stroming van bloed. Indien de blootstellingsduur erg lang is (bijvoorbeeld > 1 minuut) dan geeft het model door verwaarlozing van de warmteafvoer een overschatting. In [5] wordt op basis van literatuurgegevens geconcludeerd dat brandwonden ontstaan als de temperatuurverhoging tenminste 9K bedraagt. De diepte van de verbranding volgt uit de berekening van de diepte tot waar de temperatuurverhoging tenminste 9K bedraagt. Als de verbranding zich beperkt tot de dikte van de epidermis (x = 0,12 mm) is sprake van eerstegraadsverbranding. Bij aantasting van de dermis (x = 2 mm) betekent dit tweedegraads-verbranding. Bij nog diepere verbranding ontstaan derdegraads brandwonden. De criteria zijn samengevat in Tabel 3-4.

Tabel 3-4: Criteria voor de ernst van brandwonden.

Verbrandingsgraad Diepte tot waar ∆T = 9K (mm)

Eerste < 0,12 Tweede < 2 Derde > 2 Op basis van deze criteria is in Hardee en Lee [5] de stralingsdosis (in kJ/m2) als functie van de blootstellingsduur afgeleid voor tweede- en derdegraadsverbrandingen met behulp van formule (3.3) en (3.6). De resultaten zijn getoetst aan experimentele gegevens (zie Figuur 3-3).

december 2003

pagina 19 van 64


Figuur 3-3: Minimale waarden van door de huid geabsorbeerde warmtedichtheid (stralingsdosis) bij een gegeven tijdsduur voor tweede- en derdegraadsverbrandingen (volgens het model Hardee en Lee [5]), en experimentele resultaten.

Het model [5] komt redelijk overeen met de in Figuur 3-3 gegeven experimenten. Echter op basis van een analyse van verdere experimentele gegevens door Hymes [8] concludeert deze dat de resultaten van het model van Hardee en Lee [5] (zoals hiervoor beschreven) niet door alle experimentele gegevens worden ondersteund. Experimentele resultaten zoals gerapporteerd door Hymes [8] zijn weergegeven in Tabel 3-5 en Figuur 3-4.

december 2003

pagina 20 van 64


Tabel 3-5: Tweede en derdegraadsverbrandingen bij varkens blootgesteld aan warmtestraling [32]

Opgenomen warmte [kJ/m2]

Tijd [s]

Warmtestralingsdosis [s*(W/m2)4/3]

Huid schade [mm]

‘steam bleb’

210 0,5 1,57 * 107 0,17 Nee

1 1,24 * 107 0,16 Nee 3 0,86* 107 Geen Nee 5 0,73* 107 Geen Nee

30 0,4* 107 Geen Nee 420 0,3 4,68* 107 0,49 Ja 3 2,17* 107 0,72 Nee

10 1,45* 107 0,45 Nee 670 0,5 7,385* 107 0,9 Ja 1 5,86* 107 1,1 Ja

3 4,065* 107 1,4 Soms 5 3,43* 107 1,6 Nee 10 2,72* 107 1,6 Nee

30 1,89* 107 1,1 Nee In een bespreking van de resultaten worden door Hardee en Lee [5] de volgende redenen genoemd waarom experimentele gegevens (kunnen) afwijken (tot een 4 á 6 keer hogere minimale waarde). a) De golflengte van de gebruikte straling is van invloed op de absorptiecoëfficiënt a

(50 à 85%) en kan worden gereflecteerd als sprake is van een stralingsbron met een zeer hoge temperatuur. Bijvoorbeeld: een kernexplosie [9], of 4000 °C [6], in tegenstelling tot de 2000 à 2300 °C in [5].

b) Het kunstmatig zwart maken van de huid vergroot de absorptiecoëfficiënt. c) Zéér intense warmtebronnen kunnen aanleiding geven tot het "verkolen" van de bovenste huidlaag, dit geeft bescherming tegen diepere verbranding. Verder blijkt uit simulatieproeven met een kunsthuid (zie paragraaf 3.6) dat de warmteafvoer door het bloed niet verwaarloosd mag worden. Omdat het in voorkomende praktijksituaties niet duidelijk is hoe groot de absorptiecoëfficiënt is, verdient het aanbeveling deze voorzichtigheidshalve gelijk aan 1 te kiezen.

december 2003

pagina 21 van 64


Figuur 3-4: Experimentele bepaling van letsel door warmtestraling [Hymes, 8]

a) sub-‘steam-bleb’ verbrandingen bij varkens, data verkregen bij de universiteit van Rochester door Hinshaw

b) vergelijking met resultaten van andere onderzoekers

december 2003

pagina 22 van 64


3.6 Experimentele bepaling van letsel door warmtestraling

Uit proeven volgt een verband tussen de warmtestroomdichtheid en de tijd waarna deze warmtestroom tot onverdraagbare pijn leidt, bij blootstelling van de onbedekte huid aan warmtestraling. Zie Figuur 3-5 [22]. De grootste warmtestralingsintensiteit die de huid gedurende langere tijd kan absorberen zonder dat er pijn wordt gevoeld is ca. 1 kW/m2. Deze waarde ligt in de buurt van de warmtestroom die wordt ontvangen van de middagzon in de zomer. Hoewel geen pijn wordt gevoeld, zal wel weefselbeschadiging optreden bij langdurige blootstelling aan deze stralingsintensiteit. Bij het voelen van pijn zal de persoon trachten het blootgestelde deel van de huid van de stralingsbron af te wenden.

Figuur 3-5: Tijd voor onverdraagbare pijn volgens [33]

Voor met kleding bedekte huid wordt in het algemeen uitgegaan van een temperatuurcriterium. Daarbij geldt dat een temperatuur van 45 °C nog juist gedurende langere tijd kan worden verdragen, zonder dat dit leidt tot een pijnsensatie. Voor een kortere blootstellingsduur gelden uiteraard hogere grenswaarden. Dit is in Figuur 3-6 in beeld gebracht.

Figuur 3-6: De kritieke oppervlaktetemperatuur van de huid als functie van de expositieduur.

december 2003

pagina 23 van 64


In Tabel 3-6 zijn enkele limieten voor pijn en letsel gegeven in termen van warmtestralingsintensiteit in sectie A en warmtestralingsdosis in sectie B. In Tabel 3-7, sectie A, wordt de blootstellingsduur tot pijnwaarneming bij de mens weergegeven voor verschillende warmtestralingsintensiteiten. Het betreft onderzoeksresultaten van Buettner en Stoll [25] en Green [29]. In Figuur 3-7 (Mudan, [30]) zijn resultaten van deze en van andere onderzoekers opgenomen. De pijngrens kan ook worden uitgedrukt in termen van warmtestralingsdosis. In Tabel 3-7, sectie C, worden door Hymes gegeven waarden getoond, die gebaseerd zijn op het werk van Stoll en Greene. Hymes geeft als richtwaarde voor de pijngrens een waarde van 9,2*105 [s(W/m2)4/3]. Resultaten voor de blootstellingsduur tot blaarvorming zijn weergegeven in Tabel 3-7 , sectie B. Een weergave (Mudan, [30]) van deze en andere data is opgenomen als Figuur 3-7. Tabel 3-6: Enkele drempelwaarden voor pijn en schade als gevolg van warmtestraling A: Warmtestralingsintensiteit [kW/m2] Effect Referentie

1,5 Pijndrempel Atallah en Allan (1971) 2,1 Pijn na 1 minuut

1 Net te verdragen door een geklede persoon HSE (1978) 8 Binnen een aantal minuten dodelijk

4,7 Pijndrempel, gemiddelde tijd tot pijnervaring 14,5 s Crocker en Napier (1986) B: Warmtehoeveelheid [kJ/m2] Referentie 40 Tweedegraadsverbrandingen Williamson en Mann (1981)1 65 Pijndrempel 125 Derdegraadsverbrandingen

125 Eerstegraadsverbrandingen Rijnmond Public Authority (1982) 100 Drempel voor blaarvorming Crossthwaite (1984)1 200 Blaarvorming 250 Tweedegraadsverbrandingen 375 Derdegraadsverbrandingen 700 50% letaliteit 65 Pijndrempel; huid niet rood noch blaarvorming BS 5908: 1990 125 Eerstegraadsverbrandingen 200 Aanvang van ernstig letsel 250 Tweedegraadsverbrandingen 375 Derdegraadsverbrandingen

1 Voor warmtestraling afkomstig van een vuurbal

december 2003

pagina 24 van 64


Tabel 3-7: Tijden tot aan pijngrens en drempelwaarde voor blaarvorming

A: Tijd tot bereiken van de pijndrempel; warmtestralingsintensiteit

Auteurs Warmtestralingsintensiteit [kW/m2]

Tijd [s]

Stoll & Greene (1959) 4,2 13,5 5,2 10,1 6,3 7,8 8,4 5,5 12,6 2,9 16,8 2,2 Buettner (1951) 3,7 20 6,2 10 9,7 5 18 2

API RP 521: 1990 1,74 60 2,33 40 2,90 30 4,73 16 6,94 9 9,46 6 11,67 4 19,87 2

B: Tijd tot bereiken van drempelwaarde voor blaarvorming; warmtestralingsintensiteit

Auteurs Warmtestralingsintensiteit [kW/m2]

Tijd [s]

Stoll & Greene (1959) 4,2 33,8 6,3 20,8 8,4 13,4 12,6 7,8 16,8 5,6

C: Tijd tot bereiken van pijndrempel; warmtestralingsbelasting

Auteurs Warmtestralingsbelasting [s(W/m2)4/3]

Tijd [s]

Hymes (1983) [8] 8,6*105 13 8,8*105 10 9,0*105 8 9,1*105 5,5 10,3*105 3

december 2003

pagina 25 van 64


Figuur 3-7: tijd tot het optreden van effecten (drempelwaarden) als gevolg van warmtestraling

A: pijndrempel

B: drempelwaarde voor

blaarvorming

december 2003

pagina 26 van 64


Het Centrum voor Brandveiligheid TNO heeft, samen met het Instituut voor Zintuigfysiologie TNO, een huidmodel ontwikkeld waarmee de beschermende werking van kleding onder verschillende omstandigheden kan worden beoordeeld. Het huidmodel bestaat uit een kunsthuid opgebouwd uit lagen kunststof en koper. De achterzijde van de huid wordt met behulp van een watercircuit op 37 °C gehouden. De kunsthuid, waartegen de te onderzoeken kleding wordt gespannen, wordt blootgesteld aan een van te voren ingestelde warmtestralingsdosis, terwijl de oppervlaktetemperatuur van de huid als functie van de tijd wordt geregistreerd. Zodra een temperatuur van 45 °C wordt bereikt, wordt de warmtestraling weggenomen. De huidtemperatuur stijgt nog even door voordat de temperatuur gaat dalen; zie Figuur 3-8. Combinatie van warmtestralingsdosis en convectieve warmtebelasting op de kleding is mogelijk. Een meer volledige beschrijving van het model en de meetmethode is gegeven in [23], [24].

Figuur 3-8: Huidtemperatuur als functie van de tijd voor een beklede huid bij verschillende waarde van de stralingsintensiteit en een luchttemperatuur 90 °C; na het bereiken van de kritieke temperatuur (= 45 °C) wordt de straling en de hete luchtstroom weggenomen.

Stoll en Chianta [7] (1959 en 1971) beschrijven de werking van brand/brandwonden op ratten. De reacties van ratten op warmtestraling(sdosis) en vlamcontact is afzonderlijk bestudeerd door NML te Brooklyn en door NADC te Johnsville. In Figuur 3-9 is een vergelijking gegeven tussen de resultaten van deze twee onderzoeken, welke vrijwel identiek zijn. Deze resultaten duiden erop dat de dosis-reactie relatie hetzelfde is voor warmtestraling(sdosis) als voor vlamcontact. De resultaten zijn ook toepasbaar voor de mens.

december 2003

pagina 27 van 64


Figuur 3-9: Brandwonden bij ratten blootgesteld aan warmtestraling en vlamcontact

december 2003

pagina 28 van 64


4 Statistisch model voor letsel door warmtestraling

4.1 Inleiding

In een kwantitatieve risicoanalyse wordt de omvang van de schade gebruikt om de ernst van een gebeurtenis uit te drukken. Met betrekking tot letsel door warmtestraling betekent dit dat behoefte bestaat aan een model waarmee, op basis van een berekening van de warmtestralingsdosis (intensiteit en tijdsduur), kan worden bepaald wat de aard en de omvang van het letsel zal zijn. In deze paragraaf wordt aandacht besteed aan de uitdrukking van de kans op letsel door middel van probitfuncties. Hierin wordt de kans op een bepaalde letselsoort uitgedrukt in de warmtestralingsdosis. De letselsoorten zijn:

a) eerste-, tweede-, en derdegraadsverbranding; b) dodelijk letsel

Op basis van de berekende warmtestralingsdosis, de probit functie(-s) en gegevens over de bevolkingsdichtheid verdeling kan de schadeomvang worden bepaald. De afscherming door kleding, gebouwen, verblijf binnenshuis, etc. worden in hoofdstuk 5 behandeld.

4.2 Het ‘vulnerability model’ voor de bepaling van schadeomvang door warmtestraling

Een van de eerste sets van relaties voor thermisch letsel zijn die gegeven in het 'vulnerability model' van Eisenberg, Lynch en Breeding (1975) [2]. Voor letaal letsel gebruiken deze auteurs een aanpassing van de door C.S. White (1971) [9] gegeven data betreffende letsel door warmtestraling veroorzaakt door nucleaire explosies (bombardement van Japan). De data van White voor warmtestraling zijn gebaseerd op de kernwapengrootte. Door een formule te gebruiken van Gladstone (1962) voor de relatie tussen kernwapengrootte en tijdsduur van de puls, converteerden Eisenberg, Lynch en Breeding de originele data naar warmtestralingsintensiteiten over een gedefinieerde puls. De resultaten zijn samengevat in sectie A van Tabel 4-1. Uit een analyse van deze data verkregen de auteurs de data die weergegeven zijn in de eerste vier kolommen van sectie B van Tabel 4-1. Verdere analyse toonde aan dat de vorm van de veroorzakende factor q4/3 zou moeten zijn, hetgeen bevestigd wordt door de relatief constante waarde voor de warmtestralingsdosis t*q4/3 in de drie datasets voor 1, 50 en 99% letaliteit in de laatste kolom van sectie B van Tabel 4-1.

december 2003

pagina 29 van 64


Tabel 4-1: Geschatte relaties tussen warmtestralingsintensiteit en thermisch letsel (naar Eisenberg, Lynch en Breeding [2])

A. Nucleaire wapens; effecten en thermisch letsel

Wapen grootte 20 kt 1 Mt 20 Mt Puls duur 1,43 s 10,1 s 45,2 s Thermisch letsel Warmtestralingsintensiteit [W/m2]

Eerstegraadsverbranding 73,27 *103 12,43 *103 3,71 *103 tweedegraadsverbranding 131,5 *103 26,92 *103 9,25 *103 Effecten (beperkt gekleed, zomer) Warmtestralingsintensiteit [W/m2]

Lichte verwondingen 73,27 *103 12,43 *103 3,60 *103

Drempel voor significant letsel 117,2 *103 24,87 *103 8,79 *103 Letaliteit (drempel) 146,5 *103 33,16 *103 10,17 *103

Letaliteit nabij 50% 263,8 *103 57,99 *103 18,51 *103 Letaliteit nabij 100% 586,2 *103 128,5 *103 39,86 *103

B. Warmtestralingsintensiteit en letaliteit

Letaliteit [%]

Duur [s]

Warmtestralingsintensiteit [W/m2]

Thermische belasting t*q4/3

[s(W/m2)4/3] 1 1,43 146*103 1099*104

1 10,1 33,1*103 1073*104 1 45,2 10,2*103 1000*104 50 1,43 263,6*103 2471*104

50 10,1 57,95*103 2264*104 50 45,2 18,5*103 2210*104 99 1,43 586*103 7008*104

99 10,1 128*103 6546*104 99 45,2 39,8*103 6149*104 De probit relatie die door Eisenberg, Lynch en Breeding (het ‘vulnerability model’) is afgeleid op basis van gegevens over kernwapenexplosies, is:

∗∗+−= 3

4

ln56,248,38Pr qt (4.1)

met t in seconden en warmtestralingsintensiteit q in W/m2. Voor niet letaal letsel is alleen de grenswaarde van belang; voor eerstegraads brandwonden blijkt op basis van metingen bij kernexplosies (zie [2]) dat de 1% grenswaarden het beste kunnen worden uitgedrukt in t*q1,15 (in plaats van t*q4/3). Voor eerstegraads verbrandingen is de grenswaarde volgens [2]:

december 2003

pagina 30 van 64


515,1 105,5 ∗=∗qt eenheid: 15,1

2

∗

mW

s (4.2)

Voor tweedegraads brandwonden volgt uit gegevens uit [2] als grenswaarde voor kernexplosies:

634

107,8 ∗=∗qt eenheid: 34

2

∗

mW

s (4.3)

4.3 Aangepast model voor koolwaterstofbranden

De golflengte (?) van de warmtestraling van kernexplosies bevindt zich hoofdzakelijk in het zichtbare en het UV-deel (? < 1 µm) van het spectrum. Bij branden van koolwaterstoffen en dergelijke bevindt de golflengte zich in hoofdzaak in het infrarood gebied (? > 1 µm). Naarmate de golflengte toeneemt penetreert de straling dieper in de huid (vergelijk magnetronoven, golflengte = 0,1 - 1 mm) en is het schademechanisme anders; straling met een grotere golflengte leidt tot opwarming tot grotere diepte. Als deze opwarming bepaalde grenswaarden overschrijdt, leidt dit tot diepere brandwonden (hogere graad) dan bij bestraling met een kortere golflengte. Hieruit volgt dat de stralingsdosis van branden van koolwaterstoffen en dergelijke, nodig voor een bepaalde schade, lager is dan voor straling van bijvoorbeeld kernwapenexplosies. In het vervolg van deze paragraaf worden probitfuncties voor "koolwaterstofbranden" gegeven. Op basis van gegevens van Stoll et al [7] in een vervolg op [2], worden in [10] de volgende probitfuncties voorgesteld, waarbij de grenswaarden ten opzichte van [2] zijn aangepast voor koolwaterstofbranden. De grenswaarde 1% voor de dosis voor eerstegraadsverbrandingen blijkt op basis van metingen [7] een factor 2,23 lager te zijn voor infraroodstraling in vergelijking met UV-straling (vergelijk 3.4 en 3.2). Eerste graadsverbranding:

∗+−= 3

4

ln0186,383,39Pr qt (4.4)

Aannemende dat dezelfde factor geldig is voor letaliteit volgt hiervoor [7]: letaliteit:

∗+−= 3

4

ln56,238,36Pr qt (4.5)

Als we dezelfde aanpassing voor tweedegraadsbrandwonden toepassen dan wordt de grenswaarde

634

109,3 ∗=∗qt eenheid: 34

2

∗

mW

s (4.6)

december 2003

pagina 31 van 64


Bij gebrek aan voldoende gegevens moet noodzakelijkerwijs een aanname worden gedaan over het verloop van de probitfunctie. Een aanname die vaak wordt gedaan, is dat voor verschillende schadetypes, bij dezelfde soort blootstelling, de helling van de probitfunctie gelijk is (vergelijk probitfunctie tweedegraads verbranding en letaliteit als gevolg van straling Figuur 4-1). Als dus wordt aangenomen dat de helling van de probitfunctie voor tweedegraads verbrandingen overeenkomt met die voor eerstegraads verbrandingen, dan volgt voor tweedegraads verbranding:

∗+−= 3

4

ln0186,314,43Pr qt (4.7)

In Figuur 4-1 zijn deze probitfuncties uitgezet als kans op bepaald letsel als functie van de stralingsdosis. Hierbij is gebruik gemaakt van de relatie tussen de waarde van de probitfunctie en het overeenkomstige percentage, (zie Tabel 4-2). Dit percentage geeft aan:

• het deel van de betrokken bevolking dat het bij deze probitfunctie behorende letsel krijgt, óf • de kans dat een individu het betreffende letsel oploopt.

In Figuur 4-1 en de probitfuncties is géén rekening gehouden met de mogelijke invloed van kleding en vluchtgedrag. Zie daarvoor de hoofdstukken 4 en 5. Bij het bepalen van de schadeomvang met behulp van genoemd percentage moet rekening gehouden worden met "dubbeltellingen", zie §4.4. Immers zo hangt het onder andere van de fractie tweede- en derdegraads verbrande huid af, of de getroffene zal overlijden of niet.

Tabel 4-2 Het verband tussen het percentage en de waarde van de probitfunctie

% 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 -- 2,67 2,95 3,12 3,25 3,36 3,45 3,52 3,59 3,66

10 3,72 3,77 3,82 3,897 3,92 3,96 4,01 4,05 4,08 4,12 20 4,16 4,19 4,23 4,26 4,29 4,33 4,36 4,39 4,42 4,45 30 4,48 4,50 4,53 4,56 4,59 4,61 4,64 4,67 4,69 4,72

40 4,75 4,77 4,80 4,82 4,85 4,87 4,90 4,92 4,95 4,97 50 5,00 5,03 5,05 5,08 5,10 5,13 5,15 5,18 5,20 5,23 60 5,25 5,28 5,31 5,33 5,36 5,39 5,41 5,44 5,47 5,50

70 5,52 5,55 5,58 5,61 5,64 5,67 5,71 5,74 5,77 5,81 80 5,84 5,88 5,92 5,95 5,99 6,04 6,08 6,13 6,18 6,23 90 6,28 6,34 6,41 6,48 6,55 6,64 6,75 6,88 7,05 7,33

-- 0,0 0,1 0,3 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 99 7,33 7,37 7,41 7,46 7,51 7,58 7,65 7,75 7,88 8,09

december 2003

pagina 32 van 64


Figuur 4-1 Probitfuncties voor warmtestraling van koolwaterstofbranden zonder invloed van kleding

december 2003

pagina 33 van 64


4.4 Correctiefactoren voor de bepaling van de schadeomvang m.b.v. probitfuncties

De waarde van de probitfunctie correspondeert met de fractie van de totale getroffen populatie in een bij deze probitfunctie behorende schadeklasse bij een gegeven warmtestralingsdosis. Met behulp van de set probitfuncties wordt per letselklasse de getroffen fractie van de totale betrokken bevolking bepaald. Er wordt uitgegaan van een gegeven warmtestralingsdosis. Door de definitie van de probitfunctie (onafhankelijke klassen) ontstaan daarbij "dubbeltellingen": dit zijn personen die in meerdere letselklassen tegelijk vallen. Hierdoor zijn er in werkelijkheid minder slachtoffers dan uit de sommatie over alle klassen zou volgen. Bijvoorbeeld (zie Figuur 4-1):

25,1

26105

∗=

mW

slingsdosisWarmtestra (4.8)

getroffen percentage van de totale bevolking: eerstegraads = 96% tweedegraads = 5% derdegraads = 3% totaal = 104% Uit de bovenstaande percentages is af te leiden dat dubbeltellingen optreden. Oorzaken van dubbeltellingen:

1. Een enkel schademechanisme van een enkele gebeurtenis veroorzaakt, door escalatie, slachtoffers in verschillende letselklassen. Hierbij wordt de fractie slachtoffers in een bepaalde schadeklasse ook meegeteld in alle volgende (= "lichtere") klassen. Bijvoorbeeld: een brand kan dood, gedeeltelijk herstelbaar letsel of geheel herstelbaar letsel veroorzaken. Een slachtoffer in de klasse "dood" is tevens meegeteld in de klassen "gedeeltelijk herstelbaar" en "geheel herstelbaar", een slachtoffer in de klasse "gedeeltelijk herstelbaar" tevens in de klasse "geheel herstelbaar".

2. Meerdere schademechanismen van eenzelfde gebeurtenis veroorzaken tegelijkertijd slachtoffers in dezelfde letselklasse (bijvoorbeeld explosie kan doden via directe schokgolf of via botsing).

3. Verschillende gebeurtenissen op verschillende tijdstippen veroorzaken alle schade aan dezelfde persoon, terwijl de eerste gebeurtenis dermate grote schade veroorzaakt dat opvolgende gebeurtenissen er niet meer toe doen. Dat wil zeggen: de eerste gebeurtenis reduceert de omvang van de betrokken bevolking. Bijvoorbeeld: een persoon gedood door toxisch gas kan niet verder "beschadigd" worden door een daarop volgende explosie).

Correcties voor dubbeltellingen. Zie Bijlage G van [19]. Correctie op oorzaak 1. Het cumulatieve effect kan verwijderd worden door de fracties van de populatie getroffenen die zwaardere schade hebben opgelopen van de klasse met relatief lichtere schade af te trekken. Bijvoorbeeld, het percentage getroffenen met uitsluitend eerstegraads verbrandingen wordt gevonden door van het berekende percentage (door middel van de probitfunctie) het percentage tweedegraads-

december 2003

pagina 34 van 64


en derdegraads verbrande slachtoffers af te trekken. Correctie op oorzaak 2. Dit verschijnsel is met behulp van een "Venn-diagram"' weergegeven (zie Figuur 4-2). Verzameling A geeft aan alle slachtoffers in een bepaalde schadeklasse tengevolge van schademechanisme A, verzameling B idem tengevolge van mechanisme B. Indien de bijbehorende fracties (F) gegeven worden door F(A) en F(B), dan is de totale fractie in deze klasse gegeven door het product van F(A) en F(B), zie bijvoorbeeld [20]. Dus voor het berekenen van het totale aantal slachtoffers moet de som van het aantal slachtoffers als gevolg van mechanisme A en mechanisme B gereduceerd worden met een factor (1 – FA*FB). Correctie op oorzaak 3. De juiste fractie Fi doden als gevolg van gebeurtenis op tijdstip ti, wordt gevonden door de berekende fractie Fi door middel van de probitfunctie, te verdisconteren met de resterende betrokken bevolking dat als gevolg van de eerdere gebeurtenissen op tijdstippen is t1, t2,..., t i-1 is verkleind:

)...1( 121correctie

icorrectie

icorrectie

i FFFFF −−−−−∗= (4.9)

N.B. Fi t/m F1 zijn steeds betrokken op de oorspronkelijke populatie!

Figuur 4-2 Een Venn diagram van twee gelijktijdige schademechanismen; de vier resulterende letselklassen zijn in de figuur aangegeven.

december 2003

pagina 35 van 64


4.5 Overige modellen voor letsel door warmtestraling

In deze paragraaf worden het Lees-model en het Prugh-model behandeld. Beide modellen geven een relatie voor de overlijdenskans ten gevolge van letsel door warmtestraling.

4.5.1 Het Lees-model

Een model voor het bepalen van de verwondingen door warmtestraling is ontwikkeld door Lees [31]. Dit model is gebaseerd op modellen ontwikkeld door anderen, zoals Hymes (paragraaf 3.5.2) en Lawrence [28]. Aan de hand van dit model kan een berekening gedaan worden voor fatale wonden veroorzaakt door het plotselinge vrijkomen van warmte, door bijvoorbeeld een vuurbal. In het Lees model wordt als veroorzakende factor de warmtestralingsdosis Ds,L genomen, gegeven als:

34

, tqD Ls = eenheid:

3

4

2mW

s (4.10)

Voor het bepalen van de ernst van een brandwond wordt het werk van Hymes (paragraaf 3.5.2) gebruikt. Hieruit blijkt de volgende relatie tussen warmtestralingsdosis en brandwonddiepte:

( ) ( )9201085,8 ,8 −∗∗= −

LsDδ (4.11)

Voor de relatie tussen het percentage verbrand huidoppervlak en letaliteit worden de data van J.C. Lawrence gebruikt. Deze zijn te vinden in Tabel 3-1. Uit deze data en op basis van het uitgangspunt dat 20% van het lichaam onbedekt en derhalve blootgesteld is aan de brand (zie paragraaf 4.3), wordt de gemiddelde letaliteit voor een bevolkingsgroep bepaald. De beschouwde bevolking is die in de leeftijdscategorieën tussen de 10 en 69 jaar verdeeld over 12 groepen. De gemiddelde letaliteit (pma) voor de geselecteerde bevolkingscategorie bedraagt op basis van de besproken uitgangspunten en de data uit Tabel 3-1

( )09,0

125,03,031,0

=++∗

=map (4.12)

Voor de basis situatie die hierboven is besproken, wordt voor de bij pma = 0,09 behorende brandwonddiepte een waarde van da = 0,25 mm genomen. Deze brandwonddiepte correspondeert met een warmtestralingsdosis van 1,2*107 (W/m2)4/3s volgens vergelijking 4.11. De warmtestralingsdosis waarbij de brandwonddiepte en het letaliteitspercentage 0 zijn, bedraagt 9,2* 106 (W/m2)4/3s volgens vergelijking 4.11. Door tussen de hierboven afgeleide punten te extrapoleren kan er een tabel gemaakt worden die de relatie weergeeft tussen warmtestralingsdosis, brandwonddiepte en letaliteit.

december 2003

pagina 36 van 64


Tabel 4-3 Relatie tussen warmtestralingsdosis, brandwonddiepte en letaliteit volgens Lees [31]

Warmtestralingsdosis, Ds,L (W/m2)4/3s

Brandwonddiepte, δ (mm) Letaliteit, pm

920*104 0 0 1200*104 0,25 0,09 3200*104 2,0 0,64

4500*104 3,17 1,0 De variatie van de letaliteit met betrekking tot de brandwonddiepte kan worden uitgedrukt in termen van de gemiddelde brandwonddiepte aan de hand van de volgende relaties.

la

l

δδδδ

δ−−

=1 aδδ ≤ (4.13a)

au

a

δδδδ

δ−−

=2 aδδ > (4.13b)

De subscript a, l, u, 1 en 2 staan voor gemiddelde, laagste, hoogste, eerste coëfficiënt en tweede coëfficiënt. De letaliteit (overlijdenskans) kan dan gegeven worden als:

mam pp ∗= 1δ aδδ ≤ (4.14a)

( )mamam ppp −∗+= 12δ aδδ > (4.14b)

Als blootgesteld gebied wordt de onbedekte huid van zowel de voor- als achterkant van het lichaam aangehouden. De blootstelling wordt aan beide kanten even groot verondersteld. Om een correcte relatie weer te geven over de blootstelling van de huid moet er wel rekening mee worden gehouden dat maar de helft van de onbedekte huid op een moment blootgesteld kan zijn (voorkant of achterkant). Deze factor wordt in de warmtestralingsdosis vergelijking toegepast op de blootstellingstijd, zodat de vergelijking voor de warmtestralingsdosis als volgt wordt: ? tq4/3, met ? =0,5. Op deze manier wordt een gegeven warmtestralingsdosis inwerkend op de helft van het blootgestelde huidoppervlak gedurende tijdsinterval t, behandeld als zijnde equivalent aan de helft van die warmtestralingsdosis inwerkend op het totale blootgestelde huidoppervlak gedurende hetzelfde tijdsinterval. Voor ontsteking van kleding zijn correlaties ontwikkeld die gebruik maken van verschillende warmtestralingsdoses. De warmtestralingsdosis gebruikt door Hymes (en besproken in paragraaf 3.5.2) is de reguliere warmtestralingsdosis tq4/3. In paragraaf 5.2 worden de volgende vergelijking en drempelwaarde voor ontsteking van kleding afgeleid:

102 105,3 ∗=tq eenheid:

2

2mW

s (4.15)

Dit geeft voor een 5 seconden durende puls een intensiteit q = 84 kW/m2 en een warmtestralingsdosis

december 2003

pagina 37 van 64


van:

734

, 10*8,1≈= tqD Ls eenheid

3

4

2mW

s (4.16)

uitgaande van de dosisrelatie van Hymes. In het Lees model wordt verondersteld dat ontbranding van kleding resulteert in verdubbeling van het effectief blootgestelde oppervlak. Als ontbranding van kleding optreedt, wordt dit verdubbelde oppervlak dus het nominaal blootgesteld oppervlak. De factor φ heeft dan de waarde één. Aan de hand van de nieuwe vergelijking voor warmtestralingsdosis is een uitgebreidere tabel gemaakt voor de relatie tussen warmtestralingsdosis, brandwonddiepte en letaliteit in het Lees model ten opzichte van het model van Eisenberg. Dit is Tabel 4-4.

Tabel 4-4: relatie tussen warmtestralingsdosis, brandwonddiepte en letaliteit in het Lees model ten opzichte van het model van Eisenberg

Warmtestralingsdosis Ds,L

[(W/m2)4/3s] Brandwonddiepte δ (mm)

Letaliteit volgens Lees, pm (%)

Letaliteit volgens Eisenberg, (%)

1,0*107 0,07 0,025 0,015 1,2*107 0,25 0,09 0,04 1,4*107 0,42 0,14 0,09

1,6*107 0,60 0,20 0,16 1,8*107 0,78 0,26 0,24 2,0*107 0,96 0,31 0,33

2,5*107 1,40 0,45 0,55 3,0*107 1,84 0,59 0,73 3,2*107 2,00 0,64 0,78

4,5*107 3,17 1,00 0,95 De probitrelatie voor letaal letsel die verkregen wordt uit de data in de bovenstaande tabel is:

+−= 4

,

10ln99,17,10Pr LsD

(4.17)

In deze probitrelatie is de laatste waarde van Lees met een overlijdenskans van 1,0 niet mee genomen. Zoals beschreven op de vorige pagina correspondeert een warmtestralingsdosis van 4500 * 104 met een letaliteitspercentage van 100%. Hierdoor geldt de gegeven probit relatie maar tot een letaliteitspercentage van 70%. De volgende vergelijkingen dienen te worden gebruikt in plaats van vergelijking 4.17 voor letaliteitspercentages boven de 70%:

−

∗+= 3500

100003,070,0 4

,Lsm

Dp waarbij 4500

104, <

LsD (4.18a)

december 2003

pagina 38 van 64


en

0,1=mp waarbij 4500104

, ≥

LsD (4.18b)

In de Tabel 4.4 zijn ter vergelijking ook de letaliteitspercentages gegeven aan de hand van formule 4.19, een probitrelatie die ontwikkeld is door Eisenberg, Lynch en Breeding.

∗+−= −43

4

10ln56,29,14Pr tq (4.19)

Te zien is dat de resultaten van de twee modellen, behalve voor de zeer hoge warmtestralingsdoses, niet zo veel verschillen. Het verschil tussen de twee modellen zit hem voornamelijk in de behandeling van het effectief blootgesteld oppervlak. In Tabel 4-5 is het Lees model gegeven vo or een plotselinge vuurbal van 20 ton LPG, deze vuurbal is gemodelleerd op basis van het werk van Marshall. Ook de letaliteitspercentages die voor deze vuurbal verkregen worden met de probitrelatie van Eisenberg zijn in de tabel weergegeven. De ruwe warmtestralingsintensiteit van de vuurbal bedraagt 2,17*109/x2 [W/m2], waarbij x [m] de afstand is tussen het centrum van de vuurbal tot de aangestraalde persoon. De warmtestraling wordt afgezwakt door de atmosferische condities. De afstand tot 50% letaliteit bij blootstelling aan de beschreven vuurbal bedraagt 170 meter op basis van de Eisenberg probitrelatie en 125 meter op basis van het Lees model. Lees geeft aan dat ook zijn model conservatieve resultaten kan geven, alhoewel het Lees model minder conservatief is dan de Eisenberg probitrelatie.

Tabel 4-5: Lees model gegeven voor een plotselinge vuurbal van 20 ton LPG

A Lichamelijke omstandigheden Afstand

(m)

Warmtestralings-

intensiteit

[kW/m 2]

Warmtestralingsdosis-

factor, Ds,L /t

[(W/m2)4/3]

Tijd tot

ontbranding

[s]

Warmtestralingsdosis

[s*(W/m2)4/3]

ruw,

I

afgezwakt,

Ie

Voor

ontbranding

Na

ontbranding

Totaal,

Ds,L’

75a 390

95b 240 173 9,64*106 3,73 1,8*107 6,044*107 7,844*107

105 197 142 7,38*106 4,89 1,8*107 3,771*107 5,571*107

115 164 118 5,77*106 6,24 1,8*107 2,169*107 3,969*107

125 139 97 4,44*106 8,11 1,8*107 8,39*106 2,639*107

135 119 83 3,61*106 9,97 1,8*107 5,4*105 1,854*107

145 103 72 2,98*106 N (1,49 *107) N/A 1,490*107 a Straal van bolvormige vuurbal b Straal van semi-seculaire vuurbal

december 2003

pagina 39 van 64


B Thermisch letsel

Afstand

(m)

Ontbranding

kleding

Letaliteit Lees, pm

(%)

Letaliteit Eisenberg

(%)

75a Ja 1,00 1,00

95b Ja 1,00 1,00

105 Ja 1,00 1,00

115 Ja 0,84 0,99

125 Ja 0,49 0,95

135 Ja 0,23 0,86

145 Nee 0,12 0,72

4.5.2 Het Prugh Model

Naast het model van Lees is er nog een ander model voor het bepalen van de ernst van letsel door brand: het model van Prugh [33]. Het Prugh model heeft betrekking op letsel ten gevolge van blootstelling aan een vuurbal. Prugh presenteert een samenvatting van data op het gebied van letsel door warmtestraling, welke voor letaliteitspercentages gebaseerd zijn op het werk van Eisenberg, Lynch en Breeding [2], het model van Lees [31], A.F. Roberts [34] en ‘the society of Fire Protection Engineers’ (1988 NFPA/22). Uit deze data leidt hij de correlatie af voor de overlijdenskans pm. Deze correlatie luidt als volgt:

−

−−+=

53*

21*53*

ln3,5exp11

5,02

qtqtpm (3.20)

waarin t*q staat voor de warmtehoeveelheid [J/m2]. Opvallend bij de vergelijking tussen dit model en de andere modellen in PGS 1 is dat de overlijdenskans bij het model van Prugh aanmerkelijk lager is. Verdere uitleg over de toepassing van het model van Prugh en een vergelijking tussen dit model en andere modellen die gegeven zijn in PGS 1 kan worden gevonden in het boek van Prugh (Quantitative evaluation of fireball hazards. Process Safety Progress. Vol. 13, no. 2. 1994).

december 2003

pagina 40 van 64


5 De invloed van kleding en bescherming door gebouwen

5.1 Inleiding

In vrijwel alle gevallen zullen personen die worden blootgesteld aan warmtestraling en zich buitenshuis bevinden kleding dragen. Deze kleding zal zeker een positieve invl oed hebben op de reductie van de omvang van brandwonden door straling. In paragraaf 5.3 wordt afgeleid in welke mate het aantal dodelijke slachtoffers gereduceerd kan worden door kleding. De beschermende werking van kleding hangt af van verschillende factoren. Bij een goed reflecterende buitenzijde van de kleding zal de warmte slechts in geringe mate worden doorgelaten. Een gering warmtegeleidingsvermogen en een grote warmtecapaciteit van de kleding zal een langzame stijging van de temperatuur van de binnenzijde van de kleding tot gevolg hebben. Ook luchtlagen tussen opvolgende kledingstukken en tussen de huid en de kleding verhoogt de warmteweerstand aanzienlijk. Vocht in kleding verlaagt de warmteweerstand als gevolg van warmtetransport door hete waterdamp. Indien de stralingsintensiteit zo groot is dat kleding door zelfontbranding ontvlamt dan heeft vluchten weinig zin meer en is de kans op brandwonden door de brandende kleding zeer waarschijnlijk. Daarom is onderzocht bij welke stralingsdosis kledingmaterialen spontaan zullen ontsteken (paragraaf 5.2.1).

5.2 De ontsteking van kleding

Voor kleding die wordt blootgesteld aan warmtestraling dient verschil te worden gemaakt tussen spontane en z.g. 'piloted' ontsteking, ontsteking door een ontstekingsbron. Vooral in geval van een BLEVE (Boiling Liquid Expanding Vapour Explosion) is 'piloted' ontsteking waarschijnlijk, bijvoorbeeld door brandend papier of brandende bladeren. De ontstekingstijd zal dan nog minder zijn dan 5 seconden.

5.2.1 Spontane ontsteking

In [11] is voor samples van geweven stoffen (meubelbekledingsstoffen, 3 * katoen, 1 * rayon) de tijd nodig voor ontsteking experimenteel bepaald bij drie stralingsniveaus. In overeenstemming met andere schademechanismen kan worden verondersteld dat het al dan niet ontsteken van een sample afhangt van de warmtestralingsdosis Ds, te definiëren als

ncs qtD ∗= eenheid:

n

mW

s2

* (5.1)

Uit de gegevens in [11] volgt dat de exponent n voor de vier kledingmonsters praktisch gelijk is aan 2. De volgens (5.1) gedefinieerde stralingsdosis neemt toe als de stofdikte toeneemt, de waarde ligt ruwweg tussen 2,5.104 en 4,5.104 (kW/m2)2 s. Aangezien meubelbekledingsstoffen gerekend worden tot de zware stofsoorten, wordt voor gemiddelde kleding uitgegaan van een dosis gelijk aan 2,5.104 (kW/m2)2 s. Bij een blootstellingsduur van 60s komt dit overeen met een stralingsint ensiteit van 20 kW/m2, bij 10s blootstellingsduur met 50 kW/m2. Hymes constateert dat de meeste kleding spontaan zal ontsteken binnen 5 seconden als deze blootgesteld wordt aan een warmtestraling van meer dan 75 kW/m2.

december 2003

pagina 41 van 64


Door Hymes [8] wordt gebruik gemaakt van de resultaten van onderzoek, uitgevoerd door Wulff [12], naar de eigenschappen van 20 verschillende (alledaagse) kledingstoffen, zie Tabel 5-1. De exponent n blijkt voor deze stoffen te variëren van circa 1,0 tot 2,7. Een oorzaak voor het verschil met [11] is niet bekend2. Uit Tabel 5-1 volgt dat 10 - 40% van de invallende straling wordt doorgelaten. Gemiddeld wordt circa 50% gereflecteerd, 30% wordt doorgelaten en 20% geabsorbeerd door het weefsel. In Figuur 5-1 wordt de tijd nodig voor ontsteking, met en zonder ontstekingsbron, vergeleken met de tijd nodig voor derdegraadsverbranding van de onbeschermde huid. Het blijkt dat de tijd nodig voor zelfontbranding praktisch altijd langer is dan de tijd nodig voor derdegraadsverbranding van de (onbeschermde) huid. Voor bepaalde toepassingen (stoffering, kinderkleding) wordt soms materiaal toegepast dat meer dan normaal vlamwerend is. Dit materiaal zal ook pas bij een hogere stralingsdosis tot ontsteking komen. In de praktijk kan echter worden aangenomen dat de aan warmtestraling bij een brand blootgestelde personen normale kleding dragen. Toelichting Tabel 5-1 en Figuur 5-1 Voor de twintig verschillende materialen uit Tabel 5-1 is in Figuur 5-1 de blootstellingstijd nodig voor zelfontbranding, voor verschillende warmtestralingsdoses uitgezet, gebaseerd op de cijfers van Wulff [12]. Ter vergelijking zijn in de figuren tevens de grafieken corresponderende met de ontbranding met ontstekingsbron en voor derdegraadsverbranding, opgenomen.

2 Hilado en Murphy [11] onderzochten meubelbekledingsstoffen, terwijl de door Wulff onderzochte stoffen kledingmaterialen betreffen.

december 2003

pagina 42 van 64


Tabel 5-1: Eigenschappen van 20 (alledaagse) kledingstoffen overgenomen uit [8]

december 2003

pagina 43 van 64


Figuur 5-1: Tijd nodig voor ontsteking van de in Tabel 5-1 opgenomen weefsels – overgenomen uit [8].

december 2003

pagina 44 van 64


5.2.2 'Piloted' ontsteking

In geval van 'piloted' ontsteking wordt voor de ontstekingstijd de tijd genomen die nodig is om het stuk textiel op te warmen van zijn initiële temperatuur (T0) tot aan zijn 'piloted' ontstekingstemperatuur (Tp). Deze 'piloted' ontstekingstijd wordt gegeven door: tp = S*c*(Tp-T0)/(a*W) a = absorptiecoëfficiënt c = soortelijke warmte (J/kg°C) S = dichtheid (kg/m2) W = warmtestraling (W/m2) Als voorbeeld berekent Hymes tp voor een stuk textiel met a = 0,19, c = 1,35*103 J/kg°C, S = 0,24 kg/m2 en 'piloted' ontstekingstemperatuur. Bij een initiële temperatuur van 14 °C en een warmtestraling van 198 kW/m2 is tp gelijk aan 2,75 seconden.

5.2.3 Effecten van brandende kleding

Brandende kleding heeft twee effecten. Ten eerste veroorzaakt brandende kleding letsel aan de drager ervan. Ten tweede leidt het de drager af. Deze zou kunnen stoppen met vluchten en proberen de vlammen te doven, hetgeen niet alleen de vluchtsnelheid maar ook de oriëntatie van het lichaam ten opzichte van de brand beïnvloedt. Voor wat betreft de warmtestraling van brandende kleding geeft Hymes de volgende cijfers. De verbrandingswarmte van kleding (zoals katoen) ligt in de range van 5-20 kJ/g, ofwel 1-4 J/mm2. Wanneer de kleding brandt, wordt ca. 15-50% van de warmte naar de huid getransporteerd, zodat de warmtestralingsdosis ca. 105-356 kJ/m2 zou moeten bedragen.

5.3 De beschermende werking van kleding

Het ontstaan van wonden op lichaamsdelen die beschermd worden door kleding vergt een hogere stralingsdosis dan voor onbedekte huid. Als wordt verondersteld dat ernstige brandwonden op de door kleding bedekte huid slechts zullen ontstaan wanneer de kleding door zelfontbranding ontstoken wordt, dan houdt dit tevens in dat de overlevingskansen van blootgestelde personen daardoor aanzienlijk vergroot worden. In [3] wordt een overzicht gegeven van percentages verbrand oppervlak per lichaamsdeel en als functie van de leeftijd (Tabel 5-2).

december 2003

pagina 45 van 64


Tabel 5-2: Overzicht van percentages verbrand oppervlak als functie van de leeftijd.

Verbranding 1 jaar 1-4 jaar 5-9 jaar 10-14 jaar 15 jaar volwas-senen

hoofd 19 17 13 11 9 7 hals 2 2 2 2 2 2 romp (voor) 13 13 13 13 13 13

romp (achter) 13 13 13 13 13 13 rechter zitvlak 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5 linker zitvlak 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5

genitaliën 1 1 1 1 1 1 rechter bovenarm 4 4 4 4 4 4 linker bovenarm 4 4 4 4 4 4

rechter onderarm 3 3 3 3 3 3 linker onderarm 3 3 3 3 3 3 rechter hand 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5

linker hand 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5 2,5 rechter bovenbeen 5,5 6,5 8 8,5 9 9,5 linker bovenbeen 5,5 6,5 8 8,5 9 9,5

rechter onderbeen 5 5 5,5 6 6,5 7 linker onderbeen 5 5 5,5 6 6,5 7 rechter voet 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5

linker voet 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 Als wordt aangenomen dat door de aanwezigheid van kleding alleen het gezicht, de hals, de onderarmen en de handen verbrandingen oplopen dan is het percentage verbrand oppervlak maximaal gelijk aan het huidoppervlak van die lichaamsdelen, namelijk 20% van totaal. Eventueel kan een verfijning met betrekking tot jaargetijde en bevolkingsgroep worden aangebracht. De fractie van de huid die altijd onbeschermd is, bedraagt 14% (gezicht, hals en handen).

Tabel 5-3: Verband tussen leeftijd en letaliteit (sterftefractie) bij ongeveer 20% verbrand oppervlak.

Leeftijd (jaar)

0-4 5-9 10-

14

20-

24

25-

29

30-

34

35-

39

40-

44

45-

49

50-

54

55-

59

60-

64

65-

69

70-

74

75-

79

80-

84

85+

0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,1 0,1 0,1 0,3 0,5 0,7 0,8 0,8 0,9

Hieruit volgt dat ondanks de beschermende werking van kleding een deel van de blootgestelde personen, door de stralingsdosis letaal wordt getroffen (0% jonger dan 45, 10% tussen 45 en 60 en dan oplopend tot 90% voor personen ouder vanaf 85). Indien de blootgestelde groep qua leeftijdsopbouw dezelfde samenstelling heeft als de Nederlandse bevolking dan betekent dit dat 14% van de blootgestelde personen, ondanks de bescherming door kleding, zodanige brandwonden op zullen lopen dat ze daardoor overlijden.

december 2003

pagina 46 van 64


De beschermende werking door kleding gaat alleen op zolang de zelfontbrandingstemperatuur van de kleding niet bereikt wordt. Op basis van de te berekenen effectieve blootstellingsduur en het bijbehorende stralingsniveau kan aan de hand van Figuur 5-1 (uitgaande van een bepaalde kledingsoort volgens Tabel 5-1) bepaald worden of de kleding ontsteekt. Het lijkt daarbij redelijk uit te gaan van een situatie waarbij ontstekingsbronnen aanwezig zijn (piloted ignition). Zonder ontsteking van kleding zal de mate waarin eerste-, tweede en derdegraadsverbranding optreedt globaal gezien gelijk zijn aan 14% (=fractie altijd onbeschermd huidoppervlak) van de met probitfuncties berekende waarden. Deze corresponderen met letselklassen ten gevolge van warmtestralingsdoses zonder beschermende kleding, (hoofdstuk 4). In dit geval ligt de keuze voor een overlijdenskans gelijk aan 1 voor de hand.

5.4 Bescherming door gebouwen

De mate van bescherming die een gebouw biedt in geval van een brand wordt hoofdzakelijk bepaald door de plek van een persoon binnen het gebouw. In de meeste gevallen biedt een gebouw volledige bescherming. Een persoon loopt echter wel kans blootgesteld te worden wanneer hij in de buurt van een raam staat. Hij kan dan blootgesteld worden aan de warmtestraling die door glazen ramen heen gaat. De kans op blootstelling wordt verhoogd wanneer een persoon zich bewust is van een gebeurtenis en achter het raam gaat staan kijken. Hymes heeft de geleidbaarheid van glas voor warmtestraling onderzocht tot temperaturen van 1200°C. De uitkomsten van dit onderzoek zijn gegeven in Figuur 5-2.

Figuur 5-2: Doorlatendheid voor warmtestraling van normaal glas voor ruiten

december 2003

pagina 47 van 64


6 Keuze van de blootstellingsduur van personen bij warmtestraling door brand

6.1 Inleiding

Bij branden, bijvoorbeeld een plasbrand of een fakkel wordt het warmtestralingsletsel bij personen bepaald door de duur van de blootstelling aan de straling. Bij de bepaling van de omvang van het persoonlijk letsel is de keuze van de blootstellingsduur daarom van wezenlijk belang. Het is duidelijk dat de blootstellingsduur in een specifieke situatie van zoveel (toevallige) omstandigheden afhangt dat in feite geen sprake kan zijn van een vaste richtlijn voor de keuze van de blootstellingsduur bij de afleiding van de schade. Behalve van de omgevingsomstandigheden (mogelijke vluchtwegen en schuilmogelijkheden) hangt de duur ook af van de samenstelling van de blootgestelde groep. In dit hoofdstuk wordt aandacht besteed aan de verschillende facetten die met betrekking tot de blootstellingsduur bij een brand een rol spelen en zal op basis van de beschikbare informatie een aanbeveling worden gedaan voor een zo verantwoord mogelijke keuze voor de blootstellingsduur.

6.2 Invloed van de samenstelling van de blootgestelde groep

Letsel van enige omvang (minimaal eerstegraadsverbrandingen) zal zich alleen voordoen bij personen die zich vrij dicht bij de brand bevinden. Het stralingsniveau neemt ruwweg kwadratisch af met de afstand tot de brand. Dit betekent dat alleen de groep mensen in de directe omgeving van belang is bij de afweging van de invloed van het gedrag van mensen in een brandsituatie. Indien zich een calamiteit voordoet dan is de snelheid waarmee mensen een veilig heenkomen zoeken sterk afhankelijk van de bekendheid van de betrokkenen met de ernst van de situatie. Dit betekent dat bijvoorbeeld werknemers op een raffinaderij waarschijnlijk veel effectiever bescherming zullen zoeken dan kinderen die buiten spelen, in geval in hun omgeving een brand ontstaat. Wel geldt voor iedereen dat de mens van nature geneigd is zich te beschermen tegen fysieke bedreigingen. Bij blootstelling van mensen uit een gevoelige groep (bijvoorbeeld kleuters, zieken, gehandicapten, ouderen) zal in het algemeen de blootstellingsduur langer zijn, doordat de vluchtmogelijkheden geringer zijn. De personen van de blootgestelde groep die zich binnenshuis bevinden zullen daardoor zoveel bescherming vinden voor warmtestraling dat slachtoffers in die deelgroep niet waarschijnlijk zijn. Slachtoffers binnenshuis kunnen wel optreden doordat er binnenshuis secundaire branden ontstaan. Ook de leeftijdsopbouw van de blootgestelde groep speelt een rol bij de vaststelling van de blootstellingsduur. De bereidheid en de mogelijkheid tot zelfstandig handelen en het ongecontroleerd handelen door het ontstaan van paniek zijn waarschijnlijk afhankelijk van de leeftijd van de blootgestelden. De bevolkingsopbouw in Nederland is weergegeven in Figuur 6-1.

december 2003

pagina 48 van 64


0.0E+00 2.0E+05 4.0E+05 6.0E+05 8.0E+05 1.0E+06 1.2E+06 1.4E+06

0 tot 5 jaar

5 tot 10 jaar

10 tot 15 jaar

15 tot 20 jaar

20 tot 25 jaar

25 tot 30 jaar

30 tot 35 jaar

35 tot 40 jaar

40 tot 45 jaar

45 tot 50 jaar

50 tot 55 jaar

55 tot 60 jaar

60 tot 65 jaar

65 tot 70 jaar

70 tot 75 jaar

75 tot 80 jaar

80 tot 85 jaar

85 tot 90 jaar

90 tot 95 jaar

Mannen totaal Vrouwen totaal

Figuur 6-1: Bevolkingsopbouw in Nederland (CBS-gegevens, 2003).

Als wordt aangenomen dat kinderen jonger dan 10 jaar en ouderen ouder dan 65 jaar minder efficiënt zullen vluchten of schuilen tegen warmtestraling dan de "gemiddelde" blootgestelden dan betekent dit dat voor circa 26% van de bevolking de blootstellingsduur langer is dan het gemiddelde. Wanneer op voorhand kan worden vastgesteld dat de blootgestelde groep in de beschouwde situatie qua samenstelling afwijkt van de gemiddelde samenstelling dan ligt de keuze voor een afwijkende blootstellingsduur voor de hand. Door de keuze van een reactietijd en een vluchtsnelheid per subgroep kan per groep de effectieve blootstellingstijd worden afgeleid volgens de methode van paragraaf 6.5. Deze (verschillende) tijdsduren kunnen gebruikt worden bij de afleiding van de schadeomvang met behulp van de probitfuncties, zoals die worden behandeld in hoofdstuk 4. Het is zinvol om in risicoanalyses bevolkingsgroepen te onderscheiden. Voorbeelden van dergelijke bevolkingsgroepen zijn: - mensen die worden verpleegd in ziekenhuizen, verpleegtehuizen, etc.; - bewoners van bejaardenhuizen; - kinderen in scholen; - recreanten op stranden en campings. Het onderzoek naar gevoelige bevolkingsgroepen moet gebaseerd zijn op de overweging van de mogelijkheden van de beschouwde groepen om bescherming te zoeken en te vinden.

december 2003

pagina 49 van 64


Ingeval van blootstelling aan warmtestraling wordt in ruime mate bescherming geboden door aanwezigheid binnenshuis. Dit betekent dat gevoelige bevolkingsgroepen voor warmtestraling in de eerste plaats gezocht moeten worden op plaatsen waar grotere aantallen personen aanwezig (kunnen) zijn met weinig mogelijkheden voor bescherming (bijvoorbeeld recreanten).

6.3 Invloed van de brandsituatie

Indien zich een calamiteit voordoet dan is het moment waarop de brand begint van groot belang in relatie tot de kans op en de duur van de blootstelling aan warmtestraling. Wanneer de volle omvang van een brand bij een calamiteit pas enige tijd na het begin van de calamiteit (dat is het moment waarop de kritieke situatie ontdekt wordt en alarm wordt geslagen) optreedt dan zullen eventueel aanwezige personen veelal voldoende tijd ter beschikking hebben om zich in veiligheid te stellen. Indien de brandsituatie zich zonder vooraankondiging voordoet, dan kunnen onder bepaalde omstandigheden de mogelijke vluchtwegen worden versperd door de brand. In zo'n situatie kan de blootstellingsduur in principe net zo lang zijn als de brandduur. Indien de actie van eventueel blootgestelde personen bestaat uit vluchten om zodoende ver genoeg van de brand te geraken, zodat het stralingsniveau onder een nadelig niveau komt, dan is de omvang van de brand van belang, zie paragraaf 6.4. Van de vuurhaard wegvluchten is eenvoudiger naarmate minder obstakels op de vluchtweg voorkomen. Dit betekent dat vluchten in een vlakke onbebouwde omgeving het eenvoudigst is en dus het snelste zal verlopen. Bij het zoeken naar schuilmogelijkheden is de aanwezigheid van bebouwing en andere obstakels weer een voordeel. Er worden daarmee meer mogelijkheden geboden om bescherming te vinden in de "schaduw" van een obstakel. In de meeste gevallen zal de aanwezigheid van obstakels van voordeel zijn ten aanzien van de benodigde tijd om afdoende bescherming te vinden. Het is daarom logisch om deze tijd te koppelen aan de dichtheid van de bebouwing in het beschouwde gebied. Voorgesteld wordt om drie categorieën van omgeving te definiëren: 1. Stedelijk gebied: gebied met stedelijke bebouwing, stapelbouw, industriegebied.

2. Bebouwd gebied: gebied bijvoorbeeld binnen de "bebouwde kom" van dorpen. 3. Onbebouwd gebied: vlak land, bouwland en cultuurland met verspreid voorkomende huizen.

In stedelijk gebied, en in mindere mate in bebouwd gebied, wordt de blootstellingsduur in hoofdzaak bepaald door de tijd die nodig is om een passende schuilgelegenheid te vinden. In onbebouwd gebied hangt de blootstellingsduur af van de tijd die nodig is om te vluchten tot op een afstand waar het stralingsniveau geen verder letsel meer veroorzaakt.

6.4 Literatuurgegevens over blootstellingsduur en vluchtgedrag

Er blijken in de literatuur slechts weinig goed onderbouwde keuzen voor de blootstellingstijd bij straling door brand te worden gegeven. Voor zeer kortdurende branden, zoals de vuurbal ten gevolge van een BLEVE, wordt steeds gekozen voor de brandduur en wordt dus geen rekening gehouden met vluchten en schuilen.

december 2003

pagina 50 van 64


In [13] wordt met betrekking tot de blootstellingsduur aanbevolen om voor personen in een stedelijke omgeving een blootstellingsduur van 30 s aan te houden. Voor het overige wordt in [13] er met nadruk op gewezen dat de blootstellingsduur sterk van de heersende omstandigheden afhangt. De keuze wordt overgelaten aan de gebruiker van de modellen, in een voorbeeld wordt aangegeven hoezeer de schadeomvang afhangt van de gekozen blootstellingsduur [13, p.28]. Daaruit volgt dat de schadeomvang (gewonden en doden) volledig wordt bepaald door de blootstellingsduur (toename van de schade met een factor 40 à 50). Door Hymes [8] wordt in een analyse van het ongeval te Los Alfaques in Spanje aangenomen dat een persoon 5 s nodig heeft om te reageren en daarna in 5 s 30 m aflegt van de vuurhaard af (6 m/s). Deze waarden kunnen beschouwd worden als een zo goed mogelijke schatting. Gedurende de blootstellingstijd kan een brand verschillende fasen van verbranding doorlopen. Dit is bijvoorbeeld het geval bij een BLEVE waarbij de vuurbal groeit en vervolgens opstijgt en weer uitdooft. De snelheid waarmee de verschillende verbrandingsfasen bij een vuurbal elkaar opvolgen ten opzichte van de reactietijd, heeft invloed op het letsel. Tijdens de reactietijd wordt uitgegaan van letsel aan de voorzijde van de persoon, tijdens het vluchten met letsel aan de achterzijde. In de praktijk lijkt de menselijke reactie op een brandeffect complexer te zijn. Hymes [8] beschrijft een BLEVE die plaatsvond bij Lowell Gas Company te Tewkesbury, Massachusetts in 1972. Eén opmerking die opgenomen is in het boek bevat twee belangrijke aanwijzingen. De brandweermannen leken een kortstondige waarschuwing te hebben gehad voor de komende BLEVE. Aangezien de voorkant van hun kleding onbeschadigd was, maar hun rug wel verbrand was, leken ze vlak voor de BLEVE plots te zijn omgedraaid. Hun gezichten waren echter wel verbrand wat doet vermoeden dat ze de neiging hadden om zich heen te kijken om te zien wat er gebeurde. In de LPG-Integraalstudie [14] en ook in enkele andere kwantitatieve risicoanalyses wordt een blootstellingsduur van 60 s gehanteerd, ongeacht specifieke omstandigheden. In andere studies wordt ook wel 30 s gehanteerd. De methodiek gehanteerd in [14] leidt tot afstanden groter dan 1000 m waar dodelijk letsel ten gevolge van warmtestraling nog mogelijk kan zijn. In een analyse van de LPG-ramp in Mexico-City (1984) [15] is geconstateerd dat de grote bebouwingsdichtheid en daarmee gepaard gaande bescherming tegen warmtestraling ertoe heeft geleid dat hooguit tot op één- à tweehonderd meter buiten het zware schadegebied (300 m radius) nog dodelijk letsel ten gevolge van warmtestraling kan zijn opgetreden. In de situatie van Mexico-City is de blootstellingsduur dus aanzienlijk korter dan 60 s. De keuze van de blootstellingstijd wordt in de geraadpleegde literatuur uitsluitend gebaseerd op "engineering judgement". Het is in risicoanalyses gebruikelijk om, bij gebrek aan gegevens betreffende een parameter, uit te gaan van een pessimistische benadering. Voor de blootstellingsduur betekent dit dat de gekozen blootstellingsduur langer zal zijn dan de redelijkerwijs te verwachten gemiddelde tijdsduur. De gebruikte blootstellingsduren van 30-60 s zijn daarom in veel gevallen een overschatting (zie [14] ten opzichte van [15]).

6.5 Bepalen van de effectieve blootstellingsduur

Indien bij de vaststelling van de (globale) blootstellingsduur rekening wordt gehouden met vluchten dan

december 2003

pagina 51 van 64


zal in principe ook rekening moeten worden gehouden met een in de tijd variërende (afnemende) stralingsintensiteit. Ter vereenvoudiging kan gebruik worden gemaakt van de volgende (pessimistische) benadering: de blootstellingsduur is gelijk aan de tijd nodig om te reageren (5s) plus de tijd nodig om op zodanige afstand te geraken dat de stralingsintensiteit niet hoger is dan 1 kW/m2. De verplaatsingssnelheid bedraagt volgens Hymes [8] 6 m/s. Deze waarde lijkt als gemiddelde aan de hoge kant. Voorgesteld wordt om uit te gaan van een gemiddelde waarde van 4 m/s. Indien de beschouwde blootgestelde groep afwijkt van de gemiddelde samenstelling dan kan gekozen worden voor een andere reactietijd en een andere vluchtsnelheid, zowel in positieve als in negatieve zin. Door het ontbreken van concrete informatie is zo'n afwijkende keuze echter in hoge mate speculatief. In Bijlage 2 wordt een voorbeeldberekening behandeld. Daarbij wordt een uitdrukking afgeleid voor de effectieve blootstellingsduur teff, rekening houdend met vluchten. Deze blootstellingsduur is zodanig dat de werkelijke warmtestralingsdosis Ds kan worden uitgedrukt als

effs tqD ∗= 34

(6.1)

met q : de stralingsintensiteit gedurende de reactietijd (tr) teff : de effectieve blootstellingsduur [s]

∗+−+≅

−35

1153

vo

oreff t

xu

ux

tt eenheid: [s] (6.2)

met xo : de afstand tot het centrum van de brand [m] u : de vluchtsnelheid [m/s] (= 4 m/s) tc : de totale blootstellingsduur (tc = tr + tv) [s] tr : reactietijd [s] (=5 s) tv : vluchttijd (tv = (xs – xo)/u) [s] xs : afstand van het centrum van de brand tot die positie waarbij de stralingsintensiteit beneden het gevaarsniveau (1 kW/m2) ligt [m] Door deze benadering wordt de invloed van de omvang van de brand op de blootstellingsduur in rekening gebracht. Bij een brand met een geringere omvang is de af te leggen vluchtweg geringer en zal daarom de stralingsdosis geringer zijn. In de bovenstaande benadering is geen rekening gehouden met de eventuele mogelijkheden om beschutting te zoeken. Dit effect kan in rekening worden gebracht door teff aan een maximum te binden, afhankelijk van de beschouwde omgeving. In sommige gevallen zal de brand een beperkte tijdsduur hebben. Dit heeft gevolgen voor de te ontvangen stralingsdosis. Dit effect kan ook worden uitgedrukt in de effectieve blootstellingsduur teff door in (6.2) voor tc de werkelijke brandduur in te vullen als deze korter is dan de vluchttijd, zie Bijlage 2.

december 2003

pagina 52 van 64


7 Schade ten gevolge van een wolkbrand (‘flash fire’)

7.1 Inleiding

Als gevolg van een ontsnapping van een brandbare stof kan zich een brandbare wolk vormen met zekere afmetingen. Bij ontsteking van deze wolk kunnen significante overdrukken gegenereerd worden of er kan snelle verbranding optreden zonder deze effecten (wolkbrand). In beide gevallen is schade te verwachten ten gevolge van het verbrandingsproces. In de eerste plaats zal materiële schade ontstaan door rechtstreeks vlamcontact binnen de wolk en door warmtestraling. Daarnaast is persoonlijk letsel te verwachten, zowel door direct vlamcontact of door straling als door de effecten van secundaire branden. In het vervolg wordt alleen persoonlijk letsel beschouwd.

7.2 Het verloop van een wolkbrand

Indien na de ontsnapping van een hoeveelheid brandbaar materiaal ontsteking enige tijd uitblijft zal de verbranding van de gevormde gaswolk met grote snelheid verlopen. Indien deze snelheid groot genoeg is kan de vorming van een druk- of schokgolf optreden. Aan de voorwaarden hiervoor wordt aandacht besteed in het hoofdstuk "Gaswolkexplosie" van PGS 2 [1]. Voor de vorming van een druk- of schokgolf is het bovendien nodig dat de wolk of een gedeelte ervan in belangrijke mate gekenmerkt is door opsluiting of door aanwezigheid van obstakels. Als laatste eis kan gesteld worden dat alleen dat deel van de wolk kan bijdragen aan een explosie waar de concentratie zich bevindt tussen de explosiegrenzen van de stof. Naarmate minder aan bovenstaande eisen is voldaan zal het verbrandingsproces langzamer verlopen en de kans op explosie-effecten kleiner zijn. Maar onafhankelijk daarvan moet rekening worden gehouden met effecten van direct vlamcontact en warmtestraling. Onder optimale omstandigheden kan de voortplantingssnelheid van het vlamfront vele tientallen meters per seconde bedragen. Uit de resultaten van een serie experimenten van Lawrence Livermore Laboratory [17] met 40m3 LNG spills op water volgt dat onder die omstandigheden de voortplantingssnelheid ten opzichte van de wind ca. 7 m/s bedroeg. Rekening houdend met 5 m/s windsnelheid is de absolute snelheid van het vlamfront 2 m/s (tegen de wind) of 12 m/s (met de wind mee). Globaal kan gesteld worden dat de absolute snelheid van het vlamfront 1-10 m/s bedraagt als geen sprake is van vlamversnelling door aanwezigheid obstakels. De resultaten van de Maplin Sands experimenten [18] ondersteunen deze veronderstelling, evenals TNO-experimenten [26]. De vorm van een brandbare gaswolk zal in vrijwel alle gevallen min of meer langgerekt zijn in de windrichting en met een hoogte die kleiner is dan de horizontale afmetingen. De dikte van het verplaatsende vlamfront is afhankelijk van een aantal parameters, zoals de concentratie en de turbulentiegraad in het vlamfront. In het algemeen zal de hoogte enkele meters bedragen. De bij de verbranding gevormde hete gassen zullen door expansie opstijgen en daardoor zal de vlamhoogte groter zijn dan de wolkhoogte. Uit het bovenstaande volgt dat een object, dat zich buiten de wolk bevindt, bij ontsteking van de wolk wordt blootgesteld aan warmtestraling afkomstig uit een zich verplaatsend vlamfront. Objecten binnen de wolk worden gedurende korte tijd blootgesteld aan direct vlamcontact.

december 2003

pagina 53 van 64


7.3 Persoonlijk letsel door een wolkbrand

Personen die zich op het moment van ontsteking binnen de wolk en buitenshuis bevinden zullen door het direct vlamcontact tenminste zeer ernstige verwondingen oplopen. Door het directe vlamcontact zullen over grote delen van het lichaam diepe brandwonden worden opgelopen. In [8] wordt aandacht geschonken aan de aard van de verbrandingen ten gevolge van brandende kleding. In de eerste plaats zullen eventuele vluchtpogingen op het moment van ontsteken van kleding eindigen in pogingen om de brandende kleding te doven. Er is reden om aan te nemen dat het huidoppervlak met ernstige verbrandingen (tweede graad en erger) gelijk is aan het oppervlak verbrande kleding. Er is een Amerikaans onderzoek uitgevoerd in 5 ziekenhuizen, in een periode tussen 1961 en 1966, waar 179 personen werden behandeld voor brandwonden als gevolg van brandende kleding [27]. Hieruit is gebleken dat, in geval de brandwonden zijn ontstaan door brandende kleding, in 40% van de gevallen huidtransplantaties en uitgebreid operatief ingrijpen nodig waren. Slechts in 5% van de gevallen waar de kleding geen vlam vatte was ziekenhuisopname noodzakelijk. Hoewel de resultaten geen bewijs leveren, bieden ze wel een ondersteuning voor de veronderstelling dat als gevolg van het in brand vliegen van de kleding de desbetreffende persoon ernstige tot zéér ernstige brandwonden zal oplopen. Bij ontsteking door een "wolkbrand" mag verwacht worden dat het grootste deel van de kleding zal vlam vatten. De omvang van het verbrande huidoppervlak die daar het gevolg van zal zijn, is waarschijnlijk in de meeste gevallen zo groot dat de blootgestelden zullen overlijden als gevolg van de brandwonden. De personen die zich op het moment van ontsteking van de gaswolk binnenshuis bevinden zullen niet onmiddellijk worden getroffen door rechtstreeks vlamcontact. De "wolkbrand" zal wel leiden tot secundaire branden op grote schaal. Het zal sterk van de situatie afhangen wat de overlevingskans voor personen binnenshuis zal zijn.

7.4 Conclusie

Als schatting voor de omvang van het persoonlijk letsel door een "wolkbrand" lijkt het redelijk te veronderstellen dat alle personen die zich op het moment van ontsteking binnen de wolk bevinden dodelijk zullen worden getroffen. Dit geldt zowel voor de personen buitenshuis (door direct vlamcontact) als voor de personen binnenshuis (door secundaire branden). Door de korte blootstellingsduur zal de omvang van het persoonlijk letsel buiten de wolk betrekkelijk gering zijn in relatie tot het letsel binnen de wolk.

december 2003

pagina 54 van 64


Literatuurreferenties

CPR 14E, rapport van de Commissie Preventie van Rampen door gevaarlijke stoffen, .)

2. Eisenberg, N.A., C.J. Lynch, R.J. Breeding. Vulnerability Model: A Simulation System for Assessing Damage Resulting from marine Spills (VM1). US Coast Guard, AD/A-015 245, NTIS rapport no. CG-D-137-75, 1975.

3. Brandwonden. Uitgave van Philips-Duphar Nederland B.V., Amsterdam, 1979.

4. A.M. Stoll. Heat transfer in biotechnology, in Advances in Heat Transfer, Vol, 4, Academic

Press, New York, 1967, pp. 67-141.

5. Hardee, H.C., D.J. Lee. A Simple Conduction Model for Skin Burns Resulting from Exposure to Chemical Fireballs. Fire Research, 1, 1977/78, 199-205.

6. J.B. Perkins, H.E. Pearse and H.D. Kingsley. Studies of flash burns: the relation of time and

intensity of applied thermal energy to the severity of burns. The University of Rochester, UR-317, Dec. 1952.

7. A.M. Stoll and M.A. Chianta. Method and rating system for evaluation of thermal protection.

Aerosp. Med., 40 (11), 1969, 1232-1238.

8. Hymes, I. The physiological and pathological effects of thermal radiation. U.K. Atomic Energy Authority, Safety and Reliability Directorate, Culchetch, Warrington, SRD R 275, 1983.

9. Glasstone, S., editor. The effects of nuclear weapons. U AEC, april 1962, p. 571.

10. Tsao, C.K., W.W. Perry. Modifications to the Vulnerability Model: A Simulation System for

Assessing Damage Resulting from Marine Spills (VM4). US Coast Guard, AD/A-075231, NTIS rapport no. CG-D-38-79, 1979.

11. Hilado, C.J., Murphy, R.M. Ignition and Flash-fire Studies of Cellulosic Materials. Fire and

Materials, vol. 2, no. 4, 1978, 173-176.

12. Wulff , W. Fabric ignition, Tex. res. J., October 1973.

13. Rausch, A.H., N.A. Eisenberg, C.J. Lynch. Continuing development of the Vulnerability model (VM2). Department of Transportation United States Coast Guard, Washington D.C., Report no. CG-D-53-17, Feb. 1977.

14. LPG-Integraalstudie. Vergelijkende risico-analyse van de opslag, de overslag, het vervoer en

het gebruik van LPG en benzine. MT-TNO, mei 1983.

15. Pietersen, C.M. Analysis of the LPG-incident in San Juan IXHUATEPEC, Mexico City, 19 November 1984. MT-TNO, ref. 85-0222, May 1985.

Sdu Uitgevers, 3e editie 1997.)

1. PGS 2, Methods for the calculation of physical effects (het "Gele Boek"). (Voorheen

december 2003

pagina 55 van 64


16. EFFECTS, the TNO software package for calculation of the physical effects of the escape of

hazardous material. Product of MT-TNO dept. of Industrial Safety, Apeldoorn, The Netherlands.

17. Ermak, D.L., H.C. Goldwire, W.J. Hogan, e.a. Results of 40-m3 LNG spills onto water. Paper

presented at the second symposium on Heavy Gases and Risk Assessment. Battelle-Instituue e.v., Frankfurt, FRG, May 25-26, 1982.

18. Puttock, J.S., G.W. Colenbrander, D.R. Blackmore. Maplin Sands experiments 1980:

Dispersion results from continuous releases of refrigerated liquid propane. Paper presented at the second Symposium on Heavy gases and risk analysis, Frankfurt, May 1982.

19. Rausch, A.H., C.K. Tsao, R.R. Rowley. Third-stage Development of the Vulnerability Model: A

Simulation System for Assessing Damage Resulting from Marine Spills (VM3). US Coast Guard, NTIS rapport no. CG-D-5-78, 1978.

20. Kreyszig, E. Advanced Engineering Mathematics. Wiley and Sons, New York, 1967.

21. Mitchell, H.H. A general approach to the problem of estimating personnel damage on atom

bombed targets. Raud Report, RM-1149, Oct. 12, 1953.

22. Lie, T.T. Eigenschappen van warmtebeschermende Kleding en Keuringsmethoden. Brand, 1963.

23. Haffmans, L., P.J. van het Westeinde. TTO-IBBC,rapport B-81-545.

24. Van Aken, J.A. Beproevingsmethode voor op laboratoriumschaal beoordelen van de

thermische isolatie van beschermende kleding. TNO-IBBC-rapportnr. B-84-483, april 1984.

25. Buettner, K. Effects of extreme heat and cold on human skin. I. Analysis of temperature changes caused by different kinds of heat application. II. Surface temperature, pain and heat conductivity in experiments with radiant heat. J. Appl. Phys., Vol 3 (12) (1951), pp. 691-702, 703-713.

26. Zeeuwen, J.P., C.J.M. van Wingerden, R.H. Dauwe. Experimental investigation into the blast

effect produced by unconfined vapour cloud explosions. 4th International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries (1983).

27. Schaplowsky, A.F. Bulletin of the New York Academy of Medicine, 43, no.8, August 1967.

28. J.C. Lawrence, The mortality of burns, Fire Safety Journal, 17, 1991.

29. A.M. Stoll en L.C. Green, Relation between pain and tissue damage due to thermal radiation,

Journal of Applied Physiology, 14 (1959).

30. K.S. Mudan, Thermal radiation hazards from hydrocarbon pool fires, Prog. Energy Combust.

december 2003

pagina 56 van 64


Sci. , 10 (1984)

31. F.P. Lees, The assessment of major hazards: a model for fatal injury from burns., process safety Environ., 72B (1994)

32. F.P. Lees; Loss prevention in the process industries – hazard identification, assessment and

control; second edition 1996

33. Prugh, R.W., Quantitative evaluation of fireball hazards, Process Safety Prog., 13 (1994)

34. Roberts, A.F.; The effect of conditions prior to loss of containment on fireball behaviour. The assessment of major hazards, (Rugby: Istn Chem. Engrs), 1982

december 2003

pagina 57 van 64


Symbolenlijst

A : oppervlak [m2] a : absorptiecoëfficiënt [-] at : temperatuurvereffeningscoëfficiënt [m2/s] c : soortelijke warmte [J/kg*K] d : dikte [m] Ds : warmtestralingsdosis (ook wel Dsk, DsL) [s*(W/m2)n] F : fractie [-] Fk : beschermingsfactor ten gevolge van het dragen van kleding [-] M : gewicht [kg] n : exponent in dosis berekeningen [-] No : bevolkingsdichtheid [m-2] N1 : aantal dodelijke slachtoffers binnen de vuurbal [-] N2 : idem buiten de vuurbal [-] p : (overlijdens)kans (ook wel pm) [-] pma : gemiddelde overlijdenskans [-] Pr : probit [-] Q : warmtehoeveelheid (= warmtestralingsdosis voor n=1) [J/m2] q : (opgenomen) warmtestroom [W/m2] qi : invallende warmtestroom [W/m2] qo : warmtestralingsintensiteit [W/m2] R : straal van de vuurbal [m] r :afstand tot centrum van de vuurbal [m] T : temperatuur [K] t : tijd [s] tv : vluchttijd [s] tc : blootstellingstijd (blootstellingsduur) [s] teff : effectieve blootstellingsduur [s] tr : reactietijd [s] To : omgevingstemperatuur [K] u : vluchtsnelheid [m/s] V : volume [m3] x : afstand (penetratiediepte) [m] xo : initiële afstand tot centrum van de brand [m] xs : afstand vanaf het centrum van de brand tot die positie waarbij het [m]

stralingsniveau beneden de 1 kW/m2 ligt xv : veilige afstand [m] α : coëfficiënt voor convectieve warmteoverdracht [W/m2K] δ : brandwonddiepte [mm] ∆ : verhouding N2/N1 [-] ζ : r/R [-] λ : warmtegeleidingscoëfficiënt [W/m*K] ρ : soortelijke massa [kg/m3] σ : constante van Stephan Boltzman [W/m2K4]

december 2003

pagina 58 van 64


Bijlage 1: Dodelijk letsel buiten een vuurbal of een plasbrand door warmtestraling

De probitfunctie Pr voor dodelijk letsel zonder invloed van de beschermende werking van kleding is (zie paragraaf 3.5):

)(t.qln 2,56-36,38Pr 34

+= (A.1)

met t: blootstellingsduur [s] q: stralingsniveau [W/m2] Met verwaarlozing van de demping van warmtestraling door waterdamp in lucht volgt q uit:

24 RqQ o π∗=

24 RQ

qπ

= (A.2)

oqrR

q ∗

=

2

met: qo : het oppervlaktestralingsniveau [kW/m2) R : de straal van de vuurbal [m] r : de afstand [m] Als het aantal aanwezigen homogeen over het oppervlak verdeeld is dan is het aantal dodelijke slachtoffers binnen de vuurbal:

21 RNN o π∗= (A.3)

met: No : de bevolkingsdichtheid [1/m2] πR2: grondoppervlak bedekt door de vuurbal [m2] Het aantal dodelijke slachtoffers buiten de vuurbal N2 volgt uit:

( ) ( ) ANrprN o ∆∗∗=∆ 2

p = fractie dodelijke slachtoffers (functie van de afstand) No = (homogene) bevolkingsdichtheid [1/m2] ∆ A = oppervlakte cirkel segment op afstand r [m] Het totale aantal dodelijke slachtoffers wordt gevonden door integratie:

( ) rdrNrpN oR

π22 ∗∗= ∫∞

(A.4)

december 2003

pagina 59 van 64


Het verband tussen de probitfuncties en het percentage dodelijk letsel (p) wordt weergegeven door (zie ook tabel 3.1):

−=

2

5Pr21

erfp (A.5)

Combinatie van (A.5) (A.4) en (A.1) geeft een uitdrukking voor het aantal slachtoffers door warmtestraling. Door combinatie van (A.4) met (A.3) volgt een uitdrukking voor het aantal slachtoffers buiten de wolk gerelateerd aan het aantal binnen de wolk.

( )

∗==∆ ∫

∞

Rr

dRr

rpNN

R

21

2

( ) ζζζ dp 21

∗=∆ ∫∞

(A.6)

met ζ = r/R

N. B.: p = f (q) q =qo/ζ 2 (zie A.2)

Dus de parameter ζ in p is op eenvoudige wijze ingebracht door substitutie van de factor (r/R).

In Figuur A.1 is aan de rechterzijde van de grafiek de integrand van (A.6) uitgezet tegen ~ (voor qo = 190 kW/m2 en t = 10s). Voor deze situatie geldt dat ofwel dat buiten de vuurbal circa vijfmaal zoveel dodelijke slachtoffers door warmtestraling zullen vallen. Doordat bij een plasbrand qo veel kleiner is (b.v. 90 KW/m2) is de afstand tot waar dodelijk letsel kan optreden kleiner. Als voorbeeld wordt een plasbrand van (gekoeld) propaan met een straal van 50 m beschouwd met een blootstellingsduur van 10s. Voor deze situatie volgt op soortelijke wijze als voor de vuurbal dat

2≅∆ ofwel dat buiten de plasvorming circa tweemaal zoveel dodelijke slachtoffers zullen vallen als daarbinnen. De gemaakte aannames zijn: Er is geen expliciet rekening gehouden met de beschermende werking van kleding. de vuurbal is ontstaan in het vrije veld; met andere woorden er zijn geen beschuttingsmogelijkheden. de bevolkingsdichtheid is homogeen verdeeld. - binnen de vuurbal is de letaliteit 100%. N.B.. ∆ is per definitie gelijk aan het oppervlak onder de curve.

december 2003

pagina 60 van 64


2.p.ζ is in feite voor elke afstand de verhouding tussen het aantal slachtoffers op die afstand en het

aantal slachtoffers binnen de vuurbal.

Figuur A1: De kans op dodelijk letsel door warmtestraling van een vuurbal.

Figuur A2: de kans op dodelijk letsel door warmtestraling van een plasbrand

december 2003

pagina 61 van 64


Bijlage 2: Voorbeeldberekening blootstellingsduur

In tabel B.1 zijn de resultaten van effectberekeningen met behulp van "Effects" (gebaseerd op modellen uit PGS 2 [1]) weergegeven voor een plasbrandscenario. Gevraagd: De blootstellingsduur voor iemand die zich bij het begin van de brand op circa 40 m vanaf het centrum van de plas bevindt (10-15 m vanaf de rand). De plas is voor de ontsteking ontstaan, door bijvoorbeeld het leegstromen van een vat, en wordt verondersteld een vaste afmeting van 55 m te hebben. Tabel B.1 : Resultaten van een plasbrandberekening met "Effects" [16]. Berekeningsmodel : warmtestraling Component: ISOBUTYLENE Omgevingstemperatuur = 293 (K) Diameter plas = 55 (m) Stralingsintensiteit = 86,0 (kW/m2) Relatieve vochtigheid = 90 (Z) The warmtebelasting is berekend vanaf de rand van de plas.

Warmtebelasting Q (kW/m2) Afstand (m) Q hor, Q vert, Q max,

3 28,9 36,2 46,3 6 23,3 31,2 38,9 8 19,8 27,7 34,1

11 17,3 25,1 30,5 14 15,3 22,9 27,6 28 9,4 15,9 18,4

55 4,3 9,1 10,1 83 2,2 5,8 6,2 110 1,2 3,9 4,1

248 0,2 1,0 1,0 385 0,0 0,4 0,4 523 0,0 0,2 0,2 Op 247 m (xs) vanaf de plasrand bedraagt de stralingsintensiteit 1 kW/m2. De af te leggen vluchtafstand is (x s - xo) = (247 m - 11 m) = 235 m. De benodigde tijd daarvoor is

ssm

mu

xxt os

v 80/4

235≅=

−=

Rekening houdend met een reactietijd tr = 5s bedraagt de totale blootstellingsduur tc = (tr + tv) = 85s. De totale stralingsdosis kan als volgt worden bepaald.

december 2003

pagina 62 van 64


Beschouw een persoon op een afstand xo vanaf het centrum van een brand. Het stralingsniveau ter plaatse is qo. De stralingsintensiteit als functie van de afstand kan globaal worden uitgedrukt als:

( )2

∗=

xx

qxq oo (B.3)

De stralingsintensiteit die een vluchtend persoon vanaf x = xo op tijdstip t (vanaf het begin van de blootstelling) ondervindt is:

( ) ( )

2

−∗+

=ro

oo ttux

xqtq (B.4)

(Rekening houdend met reactietijd tr = 5s.) Tijdens de reactietijd is de stralingsintensiteit constant omdat de locatie van de blootgestelde persoon ten opzichte van de brand dan niet wijzigt . De totale stralingsdosis kan worden uitgedrukt als:

( ) ( )vsrss tDtDD +=

( ) ( ) dttqtqc

r

t

ttr ∗+= ∫

=

34

34

(B.5)

[ ]

−+−+=

−35

34

1153

rco

oro tt

xu

ux

tq

( )effvro ttq ,34

+=

effo tq ∗= 34

N.B. sD = gemiddelde stralingsdosis

Invullen van de waarden qo, xo, u, tr en tc geeft voor dit voorbeeld:

( ) smW

smW

D

st

s

eff

∗

≅

∗∗∗=

≅

34

273

4

234

4 1011103

11

Als de brandduur korter is dan de vluchtduur, bijvoorbeeld ingeval van een BLEVE, dan kan voor tc de brandduur worden ingevuld. Stel dat in bovenstaand voorbeeld de brandduur 40s bedraagt dan is:

december 2003

pagina 63 van 64


( ) sxu

ux

to

oeff 5,1054011

53

535

=

−+−+≅

−

Bij een brandduur van 20s is teff ≅ 9,5s en bij 10s is teff ≅ 8s, zie Figuur B.2. Voor dit voorbeeld volgt dat de effectieve blootstellingsduur (en daarmee de stralingsdosis) niet sterk meer toeneemt als de brandduur ≥ 1/2 de berekende vluchttijd.

Figuur B.2: Effectieve blootstellingsduur als functie van de brandduur. Beschouwing met betrekking tot de vluchttijd (zie hoofdstuk 6) In zogenaamd "stedelijk gebied" met dichte bebouwing is de blootstellingstijd ∆t op 10 s gesteld: Met:

vr ttt +=∆ tr = reactie tijd

ux

t vv = tv = vluchttijd

tr = 5 s xv = veilige afstand u = 4 m/s u = loopsnelheid Dit betekent dat de schuilmogelijkheden zich gemiddeld op ongeveer 20 m afstand bevinden van het potentiële slachtoffer. Omdat dit een relatief kleine afstand is, mag er van worden uitgegaan dat de stralingsintensiteit tijdens het vluchten niet merkbaar veranderd. Tevens mag er niet van worden

december 2003

pagina 64 van 64


uitgegaan dat de geschikte schuilplaatsen zich bevinden in de richting van de vlam af, zodat naar alle richtingen gemiddeld de intensiteit constant is. In het geval er sprake is van een vrije vluchtweg, in zogenaamd “onbebouwd gebied” dan is er geen sprake van schuilmogelijkheden en vlucht men altijd in de richting weg van de vlam. Tijdens het vluchten naar een voldoende grote (veilige) afstand tot het centrum van de vlam, zal de stralingsintensiteit afnemen. Deze afname is verdisconteerd om de effectieve blootstellingsduur:

( )effvros ttqD ,34

+∗=

effo tq ∗= 34

Voor het zogenaamde “bebouwde gebied” ligt de zaak niet zo eenvoudig als de bovengenoemde gebieden, in feite de twee uiterste situaties. De bedreigde aanwezigen zullen steeds individueel moeten uitmaken of wegrennen van de vlam af of dekking zoeken de voorkeur heeft. Ten aanzien van de schatting van het aantal slachtoffers, moet eerst een indruk zijn verkregen met betrekking tot de gemiddelde afstand tussen de bebouwingen; wellicht is op voorhand een afstand van 50 meter een redelijke keuze. Dit houdt in dat tv ≈ 50/u ≈ 13 s, en inclusief een reactie tijd (tr) van 5 s, resulteert dit in een totale blootstellingstijd (tc) van 18 s. Er van uitgaande dat bij open bebouwing de meeste mensen de neiging zullen hebben zich van de vlam af te bewegen, ligt het voor de hand een effectieve blootstellingstijd te berekenen op, basis van de hier gegeven blootstellingstijd.

( ) ( )vsrss tDtDD += ( )rcv ttt −=

effo tq ∗= 34

[ ]

−+−∗+∗= rc

o

oro tt

xu

ux

tq 1153

34

(met u = 4 m/s, tc = 18 s en tr = 5 s)


Deel 1B:Effecten van brand op constructies

december 2003

pagina 2 van 22

PGS 1, Deel 1B: Effecten van brand op constructies

Samenvatting 3

1 Inleiding 4

2 De kritische stralingsintensiteit 6

3 Nadere uitwerking voor materiële schade 9 3.1 Algemeen 9 3.2 Hout 11 3.3 Kunststoffen 12 3.4 Glas 12 3.5 Staal 13 3.6 Evaluatie 15

4 Materiële schade door een wolkbrand 17

Literatuurreferenties 18

Symbolenlijst 19

Bijlage 1: Overwegingen met betrekking tot het niet-stationaire karakter van de warmtestroom 20


december 2003

pagina 3 van 22


Samenvatting

Bij het berekenen van materiële schade door warmtestraling wordt onderscheid gemaakt tussen twee niveaus:

• schadeniveau 1: het in brand geraken van aan de warmtestraling blootgestelde oppervlakken, dan wel het breken of anderszins bezwijken van constructieonderdelen.

• schadeniveau 2: het optreden van schade zoals ernstige verkleuring van het materiaaloppervlak, afbladderen van de verf en/of het belangrijk vervormen van constructieonderdelen.

Voor de materialen: hout, kunststoffen, glas en onbekleed staal worden globale waarden voor de stralingsintensiteit aangegeven, waarbij voor verschillende materialen toegepast aan de buitenzijde van gebouwen en installaties, op schade moet worden gerekend. Hiertoe is het begrip "kritische stralingsintensiteit" geïntroduceerd, waaronder die stralingsintensiteit wordt verstaan die bij langdurige expositie nog juist schade oplevert. De gevonden waarden voor de kritische stralingsintensiteit zijn samengevat in Tabel 1-1. Hieruit blijkt dat glas op basis van een niveau 1 beoordeling het meest kritisch is (qi(1) = 4 kW/m2). De kritische waarde voor hout of kunststoffen en staal, respectievelijk 15 en 100 kW/m2, liggen aanzienlijk hoger. Beschouwt men de schade op niveau 2, dan blijken geverfd hout en kunststoffen het meest kwetsbaar (qi(2) = 2 kW/m2). Voor staal worden kritische stralingsintensiteiten gevonden die een orde van grootte hoger liggen (= 25 kW/m2). Voor glas wordt een beoordeling op niveau 2 niet relevant geacht. De in Tabel 1-1 opgenomen waarden moeten gezien worden als globale uitkomsten, geldend voor niet al te korte expositieduren, bijvoorbeeld meer dan 30 minuten. Voor korter durende branden, kan een meer gedetailleerde beschouwing noodzakelijk zijn, waarbij rekening wordt gehouden met de geometrie van het beschouwde constructie-element en de oriëntatie ervan op de straling. Zie bijlage 1. Dit kan met name van belang zijn voor de schadebeoordeling van staalconstructies op niveau 2.

Tabel 1-1: Globale waarden voor de kritische temperatuur en kritische stralingsintensiteit van de beschouwde materialen

Kritische temperatuur [K absoluut] Kritische stralingsintensiteit [kW/m2] Materiaal Schadeniveau 1 Schadeniveau 2 Schadeniveau 1 Schadeniveau 2

hout 683 373 15 2 kunststoffen - 373 15 2 glas 393 - 4 - staal 773 473 100 25 Naast materiële schade door warmtestraling is ook mogelijk schade door een wolkbrand. De materiële schade ten gevolge van een "wolkbrand" zal binnen de wolk vrijwel volledig zijn. Door het directe vlamcontact zullen op uitgebreide schaal secundaire branden ontstaan. Door de korte duur van de warmtestraling buiten de wolk zal de materiële schade daar gering zijn.

december 2003

pagina 4 van 22


1 Inleiding

Onder materiële schade wordt verstaan de schade aan de bebouwde omgeving, waaronder begrepen installaties. De materialen zoals die toegepast worden in gevels van gebouwen spelen vanzelfsprekend een belangrijke rol. Als kritisch kunnen worden aangemerkt:

• hout • kunststoffen • glas • staal.

De eerst genoemde materialen (hout, kunststoffen) zijn brandbaar en kunnen als zodanig aanleiding geven tot secundaire branden. Glas is onbrandbaar, maar glazen ruiten kunnen onder invloed van optredende temperatuurverschillen breken. Te meer daar glas in grote hoeveelheden in gevels wordt toegepast, kan glasbreuk tot een aanzienlijke gevolgschade leiden. Staal is eveneens een onbrandbaar materiaal. Bij toenemende temperatuur nemen de sterkte en stijfheid van staal echter betrekkelijk snel af. Daarom is het denkbaar dat een stalen constructieonderdeel onder invloed van warmtestraling zal bezwijken. Met name in installaties (bijvoorbeeld hoogspanningsmasten) kan dit tot aanzienlijke gevolgschade leiden. Om deze reden wordt in deze studie ook enige aandacht geschonken aan staal dat niet tegen verhitting beschermd is (zogenaamd onbekleed staal). Onbrandbare en hittebestendige materialen zoals metselwerk blijven buiten beschouwing. Dit geldt ook voor gewapend beton en bekleed staal omdat in deze gevallen warmtestraling slechts in extreme situaties problemen oplevert, bijvoorbeeld indien het beschouwde object zich in of direct naast de brand bevindt. Bovendien zal de straling waarbij schade optreedt dan in zeer belangrijke mate afhangen van de toegepaste betondekking respectievelijk bekledingsdikte, waardoor een globale beschouwing vrijwel onmogelijk wordt. Voor een beoordeling van beklede staalconstructies onder willekeurige brandomstandigheden wordt verwezen naar [1]. Ten aanzien van de schade zullen twee niveaus worden onderscheiden:

• schadeniveau 1: het in brand geraken van aan warmtestraling blootgestelde oppervlakken, dan wel het breken of anderszins bezwijken van constructie onderdelen.

• schadeniveau 2: het optreden van schade zoals ernstige verkleuring van het materiaaloppervlak, afbladderen van de verf en/of het belangrijk vervormen van constructie onderdelen.

Duidelijk zal zijn dat, voor een gegeven situatie, de straling om schadeniveau 1 te bereiken hoger ligt dan voor schadeniveau 2. Meer in het bijzonder is het doel van het onderzoek om voor de hierboven onderscheiden materialen en schadeniveaus, indicaties te geven voor de kritische warmtestralingsintensiteit. Bij de beoordeling van het effect van de straling zal steeds worden aangenomen dat er sprake is van een constante stralingsintensiteit en een zodanig lange expositieduur, dat zich aan het oppervlak van de beschouwde materialen een stationaire warmtetoestand instelt. Omdat het in deze studie gaat om een globale beoordeling van het schademechanisme, zal worden uitgegaan van sterk geschematiseerde warmtestroommodellen. Per hierboven onderscheiden materiaal zal op de aannamen worden

december 2003

pagina 5 van 22


ingegaan en zullen kritische stralingsniveaus worden afgeleid, zie hoofdstuk 3. Eerst zal echter nader worden ingegaan op het begrip "kritische stralingsintensiteit" zoals dit in brandveiligheids-beschouwingen in het algemeen wordt gehanteerd, als mede op de in het kader van deze studie noodzakelijke uitbreiding van dit begrip.

december 2003

pagina 6 van 22


2 De kritische stralingsintensiteit

Materiaaloppervlakken kunnen onder invloed van warmtestraling ontbranden. Van belang hierbij zijn de stralingsintensiteit en de expositieduur. Naar mate de expositie langer aanhoudt zal in beginsel een steeds geringere stralingsintensiteit voldoende zijn om het materiaaloppervlak tot ontbranding te brengen. Beneden een bepaalde waarde van de stralingsintensiteit zal ontbranding uitblijven, ongeacht de lengte van de expositieduur. Deze grenswaarde wordt uitgeduid met het begrip "kritische stralingsintensiteit". Zie Figuur 2-1. De kritische stralingsintensiteit is, behalve van de aard van het beschouwde materiaal, afhankelijk van de omstandigheden. Met name het al of niet aanwezig zijn van primaire warmtebronnen ter plaatse van het materiaaloppervlak is hierbij van betekenis. In dit verband worden vaak de volgende mogelijkheden onderscheiden [2] [3]:

a) aanwezigheid van vuur, in direct contact met het materiaaloppervlak; b) aanwezigheid van vuur, zonder dat er sprake is van direct contact met het materiaaloppervlak; c) afwezigheid van vuur.

Figuur 2-1: Het begrip "kritische stralingsintensiteit".

december 2003

pagina 7 van 22


Een overzicht van experimenteel bepaalde waarden voor de aldus gedefinieerde kritische stralingsintensiteit van verschillende materialen is, voor de bovenomschreven omstandigheden, weergegeven in Tabel 2-1. Andere factoren die de kritische stralingsintensiteit beïnvloeden, zoals dikte en oppervlakgesteldheid van het aangestraalde materiaal, mogelijkheden voor convectieve warmteoverdracht (wind, positie materiaaloppervlak) zijn niet gespecificeerd. Daarom hebben de in Tabel 2-1 opgenomen waarden slechts een globale betekenis. Uit Tabel 2-1 blijkt wel dat tussen de materialen onderling belangrijke verschillen in kritische stralingsintensiteit kunnen optreden. Ook de invloed van primaire warmtebronnen is aanzienlijk. In dit verband wordt opgemerkt dat in een praktische brandsituatie de aanwezigheid van een primaire warmtebron ter plaatse van het aangestraalde oppervlak niet mag worden uitgesloten. Hierbij kan gedacht worden aan vonken of vliegvuur. In het algemeen is het echter niet zo dat voor de beoordeling van brandoverslag1 gerekend hoeft te worden op een direct vlamcontact. Daarom worden voor de kritische stralingsintensiteit in brandveiligheidsbeschouwingen veelal de waarden genomen zoals weergegeven in de middelste kolom van Tabel 2-1. Aldus wordt voor de kritische stralingsintensiteit van hout in het algemeen aangehouden: 15 kW/m2.

Tabel 2-1: Enkele kritische stralingsintensiteiten voor verschillende brandbare materialen [2], [3].

Kritische stralingsintensiteit [kW/m2] Materiaal Met aansteekvlam; wel contact met het oppervlak

Met aansteekvlam; zonder contact met het oppervlak

Zonder aansteekvlam

Hout

5 15 35

Hennep, jute, vlas

40

Dakmateriaal gedrenkt in asfaltbitumen

3

Dakmateriaal afgedenkt door aluminiumplaat

75

Textiel

35

Zachtboard

6 25

Hardboard

5 10 30

Kurk

3 23

Uitgangspunt bij het boven behandelde concept voor kritische stralingsintensiteit is het tot ontbranding komen van het aangestraalde materiaaloppervlak. Zoals reeds in hoofdstuk 1 naar voren is gebracht, is dit echter slechts één van de mogelijke schademechanismen. Andere schademechanismen zijn:

1 Onder brandoverslag wordt het zich uitbreiden via de buitenlucht van een brand naar andere objecten verstaan.

december 2003

pagina 8 van 22


• het breken of bezwijken van constructieonderdelen zonder dat er sprake is van verbranding; samen met het in brand geraken van een oppervlak behoort deze schade tot het zogenaamde "schadeniveau 1” en is met name van belang voor glas en staal;

• het zodanig verkleuren of vervormen van het materiaaloppervlak dat, ook zonder het ontstaan van brand, de aangestraalde bouwelementen niet meer bruikbaar zijn en vervangen of hersteld moeten worden; deze schade behoort tot het zogenaamde "schadeniveau 2" en is met name van belang voor verflagen op hout en staal en voor kunststoffen.

Anders dan voor de kritische stralingsintensiteit met betrekking tot het optreden van brandoverslag, zijn voor de beide laatstgenoemde schademechanismen geen kritische stralingsintensiteiten bekend uit de literatuur. Wel kunnen globale waarden worden aangegeven voor het temperatuurniveau waarbij deze schademechanismen optreden. Op basis hiervan zullen in de volgende paragraaf schattingen gemaakt worden van de overeenkomstige kritische stralingsintensiteit.

december 2003

pagina 9 van 22


3 Nadere uitwerking voor materiële schade

3.1 Algemeen

Met behulp van een warmtebalans is het mogelijk een verband te leggen tussen de op een oppervlak invallende stralingsintensiteit (qi in W/m2) en de temperatuur die aan zo'n oppervlak wordt bereikt (Y in K). Een belangrijke vereenvoudiging is mogelijk indien wordt aangenomen dat zich aan het oppervlak een stationaire warmtestroom instelt. Beschouwt men bovendien materialen die de warmte slecht geleiden, zoals hout en kunststoffen, dan kan het opstellen van de warmtebalans verder worden vereenvoudigd door de warmtegeleiding in het materiaal te verwaarlozen. De warmtebalans neemt daarmee de volgende vorm aan:

( ) ( ) 004 =−−−∗ YYYqa i αεσ (3.1)

met: qi = invallende stralingsintensiteit [W/m2] Y = temperatuur aan het oppervlak [K] Y0 = omgevingstemperatuur [K] a = absorptiecoëfficiënt [-] α = coëfficiënt voor convectieve warmteoverdracht [W/(m2K)] σ = constante van Stephan Boltzmann = 5,67 x 10-8 [W/(m2K4)] ε = emissiecoëfficiënt [-] Bij goed geleidende materialen, zoals glas en staal mag (3.1) niet gebruikt worden omdat er nu ook warmteverliezen zullen optreden aan de oppervlakken die niet aan de straling zijn blootgesteld. Voor een glazen ruit is het oppervlak dat wordt blootgesteld aan straling (= buitenzijde) gelijk aan de helft van het totale oppervlak waarlangs warmte wordt afgevoerd (= binnenzijde + buitenzijde). Veronderstelt men verder dat in het glas de temperatuur uniform verdeeld is, dan wordt voor de warmtebalans gevonden:

( ) ( ){ } 022 04 =−+∗−∗ TTTqa i αεσ (3.2)

Bij stalen constructie-elementen ligt de situatie iets gecompliceerder omdat de verhouding tussen het aan straling blootgestelde oppervlak en het oppervlak waarlangs warmte wordt afgevoerd, geen vaste waarde aanneemt, maar geheel bepaald wordt door de geometrie van het object. Uitgaande van een stalen constructie-element met een I-vormige doorsnede, is hiervan in Figuur 3-1 een illustratie gegeven.

december 2003

pagina 10 van 22


Figuur 3-1 Oppervlakken van een staalprofiel waaraan warmte wordt toegevoerd (= si) en waarlangs warmte wordt afgevoerd (= su)

Vanuit het oogpunt van warmteoverdracht door straling ligt het voor de hand het I-profiel te schematiseren door de omgeschreven rechthoek van dit profiel. Voor de situatie zoals weergegeven in Figuur 3-1 geldt nu dat, per lengte-eenheid, het oppervlak waaraan stralingswarmte wordt toegevoegd si = h bedraagt; voor het oppervlak waarlangs warmte wordt afgevoerd geldt: su = 2 (h + b). Om redenen van eenvoud wordt ook voor de convectieve warmteoverdracht het I-profiel geschematiseerd tot de rechthoek b x h, hetgeen bovendien een conservatieve oplossing oplevert. Indien nu weer wordt uitgegaan van een uniforme temperatuurverdeling in het staal, geldt voor de warmtebalans in de stationaire toestand:

( ) ( ){ } 004 =−+

−∗ TTTss

qau

ii αεσ (3.3)

Voor si is 1/2 su wordt uiteraard de voor de glazen ruit afgeleide (3.2) teruggevonden. Met behulp van (3.1), (3.2) of (3.3) kan nu de invallende straling qi worden uitgedrukt in de oppervlaktetemperatuur T, indien schattingen gemaakt kunnen worden van de omgevingstemperatuur (= T0), de absorptiecoëfficiënt (= a), de emissiecoëfficiënt (= ε) en de coëfficiënt voor convectieve warmteoverdracht (=α). Ten aanzien van genoemde parameters worden de volgende aannamen gedaan: omgevingstemperatuur (=T0): Hiervoor wordt een conventionele waarde van To = 293 K aangehouden. absorptiecoëfficiënt (=a): Deze is afhankelijk van de aard van de invallende straling en van het buitenoppervlak van de aangestraalde materialen. Voor schadeniveau 1 (verbranding, bezwijken) wordt aangenomen dat het materiaaloppervlak geblakerd is. Onder dergelijke omstandigheden dient te worden uitgegaan van a = 1,0. Bij beoordeling van schade op niveau 2 geldt een gunstiger waarde. Uitgaande van de gegevens

december 2003

pagina 11 van 22


voor zonnestraling wordt, als conservatieve schatting, aangehouden: a = 0,7 [4]. emissiecoëfficiënt (=ε): Deze is afhankelijk van de temperatuur en van de aard van het aangestraalde oppervlak. Voor de beschouwing van de schade op zowel niveau 1 als niveau 2 zal worden aangehouden: ε = 1. convectiecoëfficiënt (=α): Deze wordt bepaald door de luchtstroming langs het aangestraalde oppervlak en is daarmee onder meer afhankelijk van de temperatuur en de positie van het oppervlak en van de windcondities. Ten aanzien van de windcondities zal worden uitgegaan van de conservatieve aanname dat de windsnelheid verwaarloosbaar is (zogenaamde vrije convectie). Onder deze omstandigheden kan voor een oppervlaktetemperatuur van 293 K worden afgeleid, dat α = 2 à 3 W/(m2K) bedraagt. Bij een oppervlaktetemperatuur van 373 à 473 K wordt gevonden: α = 7 W/(m2K) [5]. De betekenis van de convectieve warmteoverdracht bij toenemende oppervlaktetemperatuur neemt sterk af ten opzichte van de warmteoverdracht door straling, zie betr. (3.1)-(3.3). Daarom zal in het navolgende, voor de schadebeoordeling op zowel niveau 1 als niveau 2, worden uitgegaan van α = 7 W/(m2K). Opmerking: De totale invallende stralingsintensiteit is in feite afkomstig van twee bronnen:

a) de primaire stralingsbron; b) secundaire stralingsbronnen ten gevolge van reflecties en emissies van oppervlakken

in de omgeving. In verband met het in het algemeen onbekende karakter van de omgeving van het aangestraalde oppervlak, wordt de bijdrage van de secundaire bronnen verwaarloosd, gezien ook de onzekerheid in de intensiteit van de primaire bron. (N.B.: impliciet is het uitgangspunt dat het aangestraalde oppervlak niet gedeeltelijk wordt afgeschermd).

3.2 Hout

Het is gebruikelijk om bij de schadebeoordeling van hout op niveau 1 (= ontbranding) uit te gaan van een kritische stralingsintensiteit van 15 kW/m2. Op basis van in de vorige paragraaf gedane aannamen kan worden nagegaan met welke oppervlaktetemperatuur deze stralingsintensiteit correspondeert. Substitueer daartoe in vergelijking (3.1): qi = 15 kW/m2 T0 = 293 K a = 1,0 ε = 1,0 α = 7 W/m2K. Voor de oppervlaktetemperatuur wordt gevonden: T(1) = 683 K. Bij de beoordeling van schade op niveau 2 (= ernstige verkleuring) speelt met name het gedrag van op het hout aangebrachte verf een belangrijke rol. Voor hout worden in Nederland voornamelijk verven op alkydhars-basis toegepast. Deze verfsoort begint te verkleuren bij temperaturen hoger dan 343 K. Verweking treedt op bij een temperatuur van 373 à 393 K. Het lijkt daarom redelijk om als kritieke

december 2003

pagina 12 van 22


oppervlaktetemperatuur voor een schadebeoordeling op niveau 2 te nemen: Y = 373 K. Met behulp van vergelijking (3.1) en met a = 0,7 (!) wordt nu voor de overeenkomstige kritische stralingsintensiteit gevonden: qi(2) = 2 kW/m2

3.3 Kunststoffen

Kunststoffen die veelvuldig aan de buitenzijde van gebouwen worden toegepast zijn: • gewapend polyester in gevelpanelen; • PVC in raamprofielen en schrootjes; • perspex in kunststoframen.

Het brandgedrag van kunststoffen vertoont een vrij grote variatie, een en ander afhankelijk van de aard en de precieze samenstelling van het materiaal. Als een redelijk gemiddelde mag worden aangenomen dat ontbranding of ernstige desintegratie van bovengenoemde kunststoffen optreedt onder vergelijkbare omstandigheden als waarbij hout tot ontbranding komt [5]. Hieruit volgt dat voor de kritische stralingsintensiteit voor een schadebeoordeling op niveau 1 mag worden aangehouden: qi(1) = 15 kW/m2. Verkleuring en, bij thermoplasten, verweking van kunststoffen treedt op bij ca. 373 K. Bovendien blijkt bij sommige kunststoffen reeds vanaf ca. 343 K degradatie (= fysische veroudering) op te treden. Daar dit verschijnsel eerst bij zeer langdurige expositie optreedt, zal het hier verder buiten beschouwing blijven. De kritische temperatuur voor kunststoffen met betrekking tot een schadebeoordeling op niveau 2 komt daarmee, als in het geval van geverfd hout, op T = 373 K. Met behulp van vergelijking (3.1) levert dit weer een kritische stralingsintensiteit op van = 2 kW/m2.

3.4 Glas

Voor glas kan volstaan worden met schadebeoordeling op niveau 1 (= breuk). Immers, op verkleuring van glas onder warmtestraling hoeft niet gerekend te worden, terwijl eventuele roetaanslag op eenvoudige wijze te verwijderen is. Het scheuren (springen) van glas onder invloed van warmtestraling wordt veroorzaakt door het optreden van een niet-homogene temperatuurverdeling in het glas. Omdat de vervormingen die hiervan in beginsel het gevolg zijn geheel of gedeeltelijk worden verhinderd, zullen spanningen in het glas ontstaan. Met name de trekspanningen ter plaatse van de sponningen, die optreden omdat het glas daar beschermd is tegen de straling en dus in temperatuur achter blijft, zijn in dit verband van belang. Zowel op theoretische gronden als ook uit proeven blijkt dat een temperatuurverschil van 100 K tot scheurvorming leidt [6]. Wordt nu aangenomen dat het glas ter plaatse van de sponningen in het geheel niet in temperatuur stijgt en dat de begintemperatuur 293 K bedraagt, dan volgt de kritieke temperatuur voor een niveau 1 beoordeling van glas uit: T = 393 K. Met behulp van (3.2) is nu de kritische stralingsintensiteit te berekenen, waarbij voor de absorptiecoëfficiënt van glas a = 1 wordt aangehouden. Er volgt: qi(1) = 4 kW/m2.

december 2003

pagina 13 van 22


3.5 Staal

Bij de beoordeling van stalen constructie-elementen is in beginsel zowel het schadeniveau 1 als het schadeniveau 2 van belang. Bezwijken van een stalen constructie-element onder invloed van warmtestraling treedt praktisch gesproken slechts op bij elementen met een dragende functie. De bezwijktemperatuur is afhankelijk van de belasting en ligt voor een op de gebruikelijke wijze gedimensioneerde staalconstructie tussen de 673 en 873 K; voor een gemiddelde, globale waarde kan 773 K worden aangehouden [7]. Met behulp van vergelijking (3.3) en voor a = 1,0 kan nu de bijbehorende waarde voor de kritische stralingsintensiteit worden berekend. Deze blijkt afhankelijk van de verhouding si/su, waarbij si en su in paragraaf 3.1 zijn gedefinieerd. In is het bedoelde verband weergegeven. Schade op niveau 2 treedt op indien het op een stalen constructiedeel aangebrachte verfsysteem zodanig beschadigd wordt, dat overschilderen noodzakelijk is. Op staal worden in het algemeen moffellakken toegepast. Verkleuring en/of verweking van dergelijke lakken vindt plaats bij een temperatuur van ca. 473 K. Uitgaande van deze grenswaarde is voor a = 0,7 de kritische stralingsintensiteit qi(2) weer met behulp van (3.3) te berekenen. Het aldus gevonden verband tussen q(2) en de factor si/su is eveneens in Figuur 3-2 weergegeven. Voor een goed begrip van Figuur 3-2 is het noodzakelijk enige notie te hebben van de waarden van si/su die in de praktijk kunnen voorkomen. Beschouw hiertoe Figuur 3-3a. Voor profielen waarvan de hoogte (= h) gelijk is aan de breedte (= b), zoals bij de voor kolommen veel toegepaste HEA- en HEB-profielen met dwarsafmetingen kleiner dan 300 mm of bij vierkante buisprofielen, wordt bij eenzijdige bestraling gevonden: si/su = 0,25. Bij profielen waarvan de breedte-hoogte verhouding ongelijk aan 1 is, is de oriëntatie van de straling ten opzichte van het profiel van belang. Zo geldt voor in de praktijk veel toegepaste IPE-liggerprofielen met een hoogte kleiner dan = 400 mm: h/b = 2. Indien de straling op het lijf van een dergelijk profiel is gericht, wordt gevonden (zie Figuur 3-3b):

33,062==

u

i

ss

Is daarentegen de straling gericht op één van de flenzen, dan wordt gevonden (zie Figuur 3-3c):

17,061==

u

i

ss

Voorgesteld wordt nu als globaal gemiddelde voor staalprofielen aan te houden: si/su = 0,25. Daarmee wordt voor de kritische stralingsintensiteit op respectievelijk niveau 1 en niveau 2 gevonden (zie Figuur 3-2): qi(1) = 100 kW/m2 qi(2) = 25 kW/m2

december 2003

pagina 14 van 22


Figuur 3-2 Kritische stralingsintensiteiten voor staal voor een schadeniveau 1,2 beoordeling, als functie van de factor si/su.

Figuur 3-3 Effect van de oriëntatie van de straling t.o.v. het staalprofiel op de waarde van de factor si/su.

december 2003

pagina 15 van 22


3.6 Evaluatie

In de voorgaande paragrafen zijn waarden afgeleid voor de kritische stralingsintensiteit van hout, kunststoffen, glas en staal. Conform de in hoofdstuk 2 gegeven omschrijving van het begrip "kritische stralingsintensiteit" is daarbij verondersteld dat de straling voor onbepaald lange tijd aanhoudt, zodat zich aan het materiaaloppervlak een stationaire warmtestroom in kan stellen. Met name bij materialen die makkelijk warmte geleiden, zoals glas en staal, zal naar verhouding een belangrijke warmteoverdracht naar de omgeving plaatsvinden. Hierdoor duurt het enige tijd voordat de stationaire warmtetoestand een feit is. Ter illustratie is in bijlage 1 het opwarmgedrag van zowel een glazen ruit als een tweetal staalprofielen nader uitgewerkt. Uitgegaan is daarbij van representatieve situaties. Het blijkt dat in het glas, blootgesteld aan een (kritische) stralingsintensiteit van 4 kW/m2 reeds na ca. 10 minuten, 90% van de (kritieke) eindtemperatuur van 393 K wordt bereikt. Zie figuur C.1. Voor een niveau 1 beoordeling van staal en uitgaande de beschouwde praktische gevallen wordt, voor een kritieke temperatuur van 773 K en een stralingsintensiteit van 100 kW.m2, deze 90% grens na ca. 20 minuten gehaald. Zie figuur C.2. Een niveau 2 beoordeling van een IPE 200 profiel (stralingsintensiteit 25 kW/m2, kritieke temperatuur 473 K) levert op dat reeds na ca. 15 minuten de staaltemperatuur 90% van de eindwaarde bedraagt. Voor zwaardere profielen kan deze tijd echter belangrijk toenemen. Zo wordt voor een HE-B 200 profiel onder overigens dezelfde omstandigheden 50 minuten gevonden. Zie figuur C.3. Een volledig ontwikkelde brand zal al gauw meer dan een half uur duren. Hantering van het in dit rapport gebruikte begrip "kritische stralingsintensiteit" lijkt daarom alleszins verantwoord voor het verkrijgen van een eerste, globale indruk. In het geval van relatief korte expositieduren kan een meer gedetailleerde beschouwing noodzakelijk zijn, rekening houdend met de geometrie van het constructie-element en de oriëntatie ervan op de straling. Dit geldt met name voor een niveau 2 beoordeling van staalconstructies. Ter oriëntatie is tenslotte in Tabel 3-1 nog een overzicht gegeven van de maximale warmtestraling (= zonnestraling) die van nature in Nederland aanwezig is [4]. Deze blijkt maximaal 0,9 kW/m2 te bedragen, dat wil zeggen ruim een factor 2 kleiner dan de kleinste kritische stralingsintensiteit zoals gevonden voor de in dit rapport besproken situaties. De gevonden waarden voor de kritische stralingsintensiteit zijn samengevat in Tabel 3-2. De in Tabel 3-2 opgenomen waarden moeten gezien worden als globale uitkomsten, geldend voor niet al te korte expositieduren, bijvoorbeeld meer dan 30 minuten.

december 2003

pagina 16 van 22


Tabel 3-1: Maximale warmtestraling door de zon, per maand in Nederland [4]

Maand Max. straling [W/m2] januari 261 februari 420 maart 595 april 767 mei 865 juni 895 juli 876 augustus 799 september 666 oktober 489 november 311 december 221

Tabel 3-2: Globale waarden voor de kritische stralingsintensiteit van de beschouwde materialen

Kritische temperatuur [K absoluut] Kritische stralingsintensiteit [kW/m2] Materiaal Schadeniveau 1 Schadeniveau 2 Schadeniveau 1 Schadeniveau 2

hout 683 373 15 2 kunststoffen - 373 15 2 glas 393 - 4 - staal 773 473 100 25

december 2003

pagina 17 van 22


4 Materiële schade door een wolkbrand

In hoofdstuk 7 van Deel 1A zijn de eigenschappen van een zogenoemde ‘ wolkbrand’ beschreven. Een wolkbrand laat zich omschrijven als een zeer snelle verbranding in een gevormde gaswolk, waarbij geen overdrukeffecten optreden. Gebouwen en andere obstakels binnen de wolk zullen gedurende korte tijd zijn omgeven door het brandende deel van de gaswolk. Brandbare delen ervan zullen hierdoor vlam vatten. Brandbare materialen binnen gebouwen zullen (gedeeltelijk) door aanstraling via ramen en dergelijke vlam vatten. Een en ander zal leiden tot secundaire branden binnen de wolk. Als aangenomen wordt dat de materiële schade binnen de wolk volledig is, dan is de schadeomvang buiten de wolk (secundaire brand door warmtestraling) vrijwel zeker verwaarloosbaar in de situatie van een "wolkbrand" .

december 2003

pagina 18 van 22



1. Twilt, L. Beoordelingsmethode voor brandbeschermende bekleding op staalconstructies onder

verschillende brandomstandigheden. TNO-IBBC-rapportnr. B-85-541, november 1985.

2. Lie, T.T. Brandoverslag door straling. Polytechnische Tijdschrift, uitg. A, 12e jaargang nr. 11-12, 1957

3. Lie,T. T.Fire in Buildings. Applied Science Publishers Ltd, London, 1972.

4. NEN 5067: Ontwerpberekening koellast. Nederlands Normalisatie Instituut, Delft.

5. Zorgman, H. Brandgedrag van kunststoffen. Plastica 31, nr. 6, juni 1979.

6. Dekker, J. Gedrag van glas bij brand. De Brandweer, juni 1972.

7. Twilt, L. en J. Witteveen. Brandveiligheid Staalconstructies. Staalbouwkundig Genootschap,

2e druk, september 1985.

december 2003

pagina 19 van 22


Symbolenlijst

A : staalinhoud per lengte-eenheid (m3) a : absorptiecoëfficiënt b : breedte [m] c : soortelijke warmte [J/(kg*K)] d : dikte [mm] h : hoogte [m] q : (opgenomen) warmtestroom [W/m2] qi : invallende warmtestroom [W/m2] si : zie Figuur 3-1 [m] su : zie Figuur 3-1 [m] Y : oppervlaktetemperatuur voor slecht geleidende materialen [K] Y0 : omgevingstemperatuur t : tijd [s] ∆t : tijdinterval [s] T : oppervlaktetemperatuur voor goed geleidende materialen [K] T0 : omgevingstemperatuur [K] ∆T : toename temperatuur over het tijdinterval ∆t [K] α : coëfficiënt voor convectieve warmteoverdracht [W/m2K] σ : constante van Stephan Boltzman [W/m2K4] ε : emissiecoëfficiënt [-] ρ : soortelijke massa [kg/m3]

december 2003

pagina 20 van 22


Bijlage 1: Overwegingen met betrekking tot het niet-stationaire karakter van de warmtestroom

Uitgegaan wordt van een niet-stationaire warmtetoestand van een aan warmtestraling blootgesteld stalen I-profiel volgens Figuur 3-1. Beschouwt men nu het warmtetransport over het tijdvak tussen 5 en 5 + ∆t, dan geldt toegevoerd aan profiel, : thaqi ∆∗

onttrokken aan profiel : ( ) ( ){ }( ) thbTTT ∆∗+−+ 204 αε

opgeslagen in profiel : TcA ∆∗ρ

waarbij t : tijd aan het begin van het beschouwde tijdinterval (s) ∆t : tijdinterval (s) T : straaltemperatuur aan het begin van het beschouwde tijdinterval (K) ∆T : toename straaltemperatuur over het tijdinterval At (K) ρ : soortelijke massa staal (= 7850 kg/m3) c : soortelijke warmte staal (= 510 J/kg*K) A : staalinhoud per lengte-eenheid (m3) Hierbij is aangenomen dat de warmtestroom steeds loodrecht op het staalprofiel staat. Toepassing van de warmtebalans levert:

( ) ( ){ }( ) TcAthbTTTthaqi ∆=∆∗+−+−∆∗ *204 ραεσ (C.1)

Na enige herschikking wordt, met si = h en su = 2 (b + h), gevonden:

( ) ( ){ } tTTTss

aqcAs

Ti

ui

i ∆∗

−+−=∆ 0

4 αεσρ

(C.2)

Met behulp van (C.2) is het verloop van de staaltemperatuur met de tijd te berekenen. Om praktische redenen zal men hierbij gebruik maken van een computer. Merk op dat voor een éénzijdig aangestraalde glazen ruit geldt: su = 2 si en A/si = d (= dikte ruit) Daarmee gaat (C.2) over in:

( ) ( ){ }[ ] tTTTaqcd

Y i ∆∗−+−=∆ 0421 αεσ

ρ (C.3)

december 2003

pagina 21 van 22


Vooropgesteld dat voor ρ en c voor glas geldende waarden worden ingevoerd (respectievelijk 2600 kg/m3 en 840 J/kg*K), kan met behulp van vergelijking (C.3) het temperatuurverloop in een éénzijdig aangestraalde glazen ruit worden berekend. Voor een praktische ruitdikte van d = 5 mm is het verloop van de glastemperatuur berekend, uitgaande van de in paragraaf 3.4 gevonden kritische stralingsintensiteit van = 4 kW/m2. Zie figuur C.1. Zoals te verwachten was, nadert de glastemperatuur tot een vaste eindwaarde van ≈ 393° K. Deze waarde wordt theoretisch pas na een oneindig lange tijd bereikt. Na 10 minuten bedraagt de afwijking echter reeds minder dan 10%. In figuur C.2 zijn de resultaten van soortgelijke berekeningen gepresenteerd, nu echter geldend voor aan warmtestraling blootgestelde staalprofielen. Uitgegaan is van een praktisch kolomprofiel (HE 200B, aangestraald op een van de flenzen) en een praktisch liggerprofiel (IPE 120, aangestraald op het lijf) bij een in paragraaf 3.5 als kritisch gevonden stralingsintensiteit van 100 kW/m2. Nu wordt na maximaal ca. 20 minuten een staaltemperatuur gevonden die minder dan lol van de eindwaarde (≈ 773° K) afwijkt. Voor dezelfde twee staalprofielen is in figuur C.3 het berekende temperatuurverloop voor een kritische stralingsintensiteit van 25 kW/m2 (schadeniveau 2) getekend. Het blijkt dat het, met name voor het naar verhouding zware HE 200B profiel, relatief lang duurt voordat de eindtemperatuur van 473° K benaderd wordt. N.B. Bij een gegeven stralingsintensiteit is de eind temperatuur van het staalprofiel afhankelijk van het gebruikte materiaal. Slechts voor 1 staalprofiel is de theoretische eindtemperatuur in de figuren getekend.

Figuur C.1: Temperatuurverloop in een glazen ruit (qi = 4 kW/m2)

december 2003

pagina 22 van 22


Figuur C.2: Temperatuurverloop in twee stalen I-profielen (qi = 100 kW/m2)

Figuur C.3: Temperatuurverloop in twee stalen I-profielen (qi = 25 kW/m2)


Deel 2A:Effecten van explosie op personen

december 2003

pagina 2 van 51

PGS 1, Deel 2A: Effecten van explosie op personen

Samenvatting 4

Summary 4

1 Inleiding 5 1.1 Redactioneel 5 1.2 Indeling 5

2 Identificatieschema 6

3 Uitwerking van Blast 9 3.1 Longschade 11 3.2 Gehoorschade 16

4 Uitwerking van meesleureffecten 18 4.1 Criteria voor bepaling van overlijdenskans 18 4.2 Druk-impuls diagrammen 20

5 Uitwerking van scherven en brokstukken 24 5.1 Scherven 24 5.2 Brokstukken 27 5.3 Letselcriterium 28 5.4 Glasscherven 30

6 Instorten van gebouwen 32 6.1 Kans op overlijden bij instorting van gebouw 32 6.2 Niet-letaal letsel 32

7 Voorbeeldberekeningen 34 7.1 Voorbeeld 1 34 7.2 Voorbeeld 2 36 7.3 Voorbeeld 3 36

8 Conclusies 37

REFERENTIES 38

REFERENTIES 38

Lijst van gebruikte symbolen 40

Bijlage I 42

Bijlage II 48


december 2003

pagina 3 van 51


Nauwkeurigheid van modellen voor bepaling van uitwerking van explosies op mensen 48

Bijlage III Probitfuncties voor diverse letselsoorten 51

december 2003

pagina 4 van 51


Samenvatting

In dit rapport is de uitwerking op mensen onderzocht van de diverse effecten die bij een explosie kunnen optreden. Voor de blast- en meesleureffecten worden druk-impuls-diagrammen gepresenteerd waarmee de overlijdenskansen kunnen worden bepaald. Voor de uitwerking van scherven en brokstukken kan, afhankelijk van de massa, de snelheid en de vorm van een scherf of brokstuk, aangegeven worden of er, bij impact, ernstige verwondingen zullen optreden. Voor de uitwerking van het instorten van gebouwen als gevolg van een explosie zijn globale getallen voor het aantal doden en gewonden gegeven. Met uitzondering van het laatste effect worden probitfuncties gegeven waarmee overlijdenskansen kunnen worden bepaald. Summary

In this report the effects on people submitted to the phenomena of an explosion are investigated. For the phenomena blast and whole body displacement, pressure-impulse graphs are given to determine the chance of survivability. The effects of impact of penetrating or non-penetrating fragments are given in such a way that one is able, to determine whether a fragment will cause serious damage. The effects of the collapse of a building are given in some global figures about the amount of the death and wounded. For all the phenomena, except for the last one, probit functions are presented with which one is able to determine the chances of lethal injury.

december 2003

pagina 5 van 51


1 Inleiding

De gevolgen van een explosie vormen een potentieel gevaar voor de mens. Om te kunnen beoordelen in hoeverre deze gevolgen acceptabel zijn en hoe de eventuele gevolgen voor de mens kunnen worden beperkt, is het noodzakelijk om inzicht te verkrijgen in de uitwerking van de explosie-effecten op de mens. In dit hoofdstuk worden de gevolgen voor de mens onderzocht van de volgende effecten die op kunnen treden bij een explosie: blast, meesleuren, scherven en brokstukken en het instorten van gebouwen. De gevolgen van warmtestraling komen in een separaat deel aan de orde.

1.1 Redactioneel

Dit document betreft een herziening van rapport PML 1988-C-73, voormalig hoofdstuk 3 van de eerste versie van CPR 16 (1990). Deze herziening is mede gebaseerd op rapport PML 1999-C102 [22].

1.2 Indeling

Het is gebruikelijk de explosie-effecten onder te verdelen in een aantal categorieën. Als hoofdindeling wordt gebruikt de directe en indirecte effecten. a) Directe of primaire effecten De door de blast veroorzaakte drukverandering kan letsel veroorzaken aan daarvoor gevoelige menselijke organen. b) Indirecte effecten De indirecte effecten worden weer onderverdeeld in secundaire en tertiaire effecten.

- Secundaire effecten. Hieronder wordt de uitwerking van scherven en brokstukken verstaan. Deze scherven ontstaan ofwel direct uit de explosiebron ofwel doordat voorwerpen uit de omgeving van de explosiebron als gevolg van de ontstane blast worden weggeslingerd.

- Tertiaire effecten. Als gevolg van de blast en bijbehorende explosiewind kunnen mensen worden meegesleurd en tegen stilstaande voorwerpen botsen. Letsel dat door deze botsing kan ontstaan wordt aangeduid als uitwerking van de tertiaire effecten.

Een reden om onderscheid te maken tussen directe en indirecte effecten is, dat bij de directe effecten het zeker is dat mensen de drukverhoging zullen ondergaan. Bij indirecte effecten daarentegen bestaat er een kans dat mensen door brokstukken zullen worden getroffen of dat ze bij meesleuren een stilstaand voorwerp zullen treffen. Een effect dat buiten de gebruikelijke indeling valt, maar dat wel aan de orde zal komen, is het letsel aan het menselijk lichaam dat kan ontstaan indien men zich in een gebouw bevindt dat als gevolg van een explosie geheel of gedeeltelijk instort.

december 2003

pagina 6 van 51


2 Identificatieschema

Aan de hand van het identificatieschema, dat is weergegeven in Figuur 2-1, kunnen de gevolgen van een explosie voor mensen worden bepaald. De nummers in het schema verwijzen naar onderstaande toelichting. Tussen haakjes wordt aangegeven met behulp van welke paragraaf de betreffende gegevens zijn te bepalen. ad 1. De positie van de mens voor wie de gevolgen moeten worden bepaald is van belang. Onderscheid moet worden gemaakt tussen het geval dat deze zich in een gebouw bevindt en het geval dat deze zich in de open lucht bevindt. ad 2. Bevindt de mens zich in de open lucht dan zijn er drie effecten waarvan de uitwerking op mensen moet worden bepaald: hittestraling, blast en scherven en brokstukken. De uitwerking van de hittestraling wordt hier niet behandeld daar deze in een separaat hoofdstuk aan de orde komt. Voor de uitwerking van de plotselinge drukverhoging, de blast, wordt het druktijdsverloop van de druk- of schokgolf bekend verondersteld, zodat piekoverdruk, positieve faseduur en impuls op willekeurige afstanden van het explosiepunt te bepalen zijn (te bepalen met [21], zie ook hoofdstuk 3). ad 3. Voor het bepalen van de directe blasteffecten is de oriëntatie van de mens ten opzichte van de voortplantingsrichting van de drukverhoging van belang. Door deze oriëntatie wordt de op de mens uitgeoefende druk beïnvloed (paragraaf 3.1). ad 4. In twee van de drie oriëntaties, reflectie en omstroming, is de uitgeoefende druk niet gelijk aan de invallende druk. Met behulp van de gegeven formules kan de uitgeoefende druk worden berekend (paragraaf 3.1 formule 3 t/m 8). ad 5. Met aan de literatuur ontleende gegevens kan de overlevingskans worden bepaald voor de zogenaamde directe blasteffecten (longletsel: vergelijking 10 en 11, of vergelijking 9 indien de schok-/drukgolf een niet-ideale vorm heeft; oorletsel: probitfunctie 12). ad 6. Zie hoofdstuk 4. Voor het geval dat de oriëntatie van de mens zodanig is dat er omstroming optreedt, zal meesleuren door de explosiewind plaats kunnen vinden. Tijdens dit meesleuren kan mogelijk een star object worden getroffen. De overlevingskans na de botsing van het lichaam met een star object kan worden bepaald (Figuur 4-2 of Figuur 4-3, of probitfunctie 18 of 20). Deze zogenaamde tertiaire effecten moeten gecombineerd worden met de primaire effecten (voorbeeld 1). ad 7. Zie hoofdstuk 5. De uitwerking van scherven en brokstukken, de zogenaamde secundaire effecten, wordt bepaald aan de hand van massa, snelheid en vorm van een brokstuk. Deze grootheden worden in dit hoofdstuk bekend verondersteld (bepalen met bijvoorbeeld [21]).

december 2003

pagina 7 van 51


Op de kans dat een mens door een scherf of brokstuk wordt getroffen, wordt niet ingegaan. Aangegeven wordt welke massa en snelheid van een brokstuk of scherf kritiek zijn in die zin dat er ernstige verwondingen met mogelijke fatale gevolgen zullen optreden (scherven: 5.1, formule (26) en Figuur 5-3, brokstukken: 5.2, Tabel 5-2). Wordt aangenomen dat een mens door een scherf of brokstuk wordt getroffen dan kan de overlijdenskans worden geschat (5.3, probitfuncties (27), (28), (30) en Figuur 5-4). ad 8. Aan de hand van een vergelijking met instortende gebouwen als gevolg van aardbevingen kunnen globale percentages voor het aantal doden worden gegeven (hoofdstuk 6). ad 9. Voor het schatten van de overlijdenskans ten gevolge van glasscherven wordt een aparte probitfunctie gegeven (paragraaf 5.4, vergelijking 33).

december 2003

pagina 8 van 51


Figuur 2-1 Identificatieschema

Positie

Explosie

Hittestraling

Scherven en

brokstukken

Buiten

Effecten

Blast

Massa

snelheid

vorm

Druk

impuls

Side-on Reflectie Omstroming

Oriëntatie

Berekening

Uitwerking scherven en brokstukken

Binnen

Glasscherven

1

3

4

6

Scherven en

brokstukken

7 8 95

Meesleur

effecten

Uitwerking instorten gebouwen

Directe

Blast effecten

2

december 2003

pagina 9 van 51


3 Uitwerking van Blast

Voor een beschrijving van explosies en berekening van drukeffecten wordt verwezen naar het gele boek, PGS 2. Eén van de effecten van een explosie is de plotselinge drukverhoging. Deze drukverhoging zal zich in de vorm van een golf van het explosiepunt afbewegen. De vorm van de golf hangt in belangrijke mate af van het type en de grootte van de explosie en de afstand tot het explosiepunt. Bij explosies ten gevolge van een verbrandingsproces kunnen deflagraties en detonaties worden onderscheiden. Bij een gaswolkexplosie zal meestal een deflagratie ontstaan. Hierbij veroorzaakt een ontstekingsbron een vlamfront in de gaswolk waardoor de temperatuur zeer snel stijgt en er als gevolg van de expanderende gassen een drukopbouw plaatsvindt. De maximale druk wordt na een bepaalde tijd bereikt, de zogenaamde stijgtijd. De karakteristieke vorm van de bij een deflagratie horende drukopbouw wordt ook wel drukgolf genoemd. Stijgtijd en vorm van de drukgolf worden door het deflagratieproces zelf bepaald. In Figuur 3-1 is het geschematiseerde druk-tijd verloop van een drukgolf gegeven. Een detonatie zal voornamelijk het gevolg zijn van het exploderen van explosieven maar kan ook ontstaan bij zeer krachtige gaswolkexplosies. Bij een detonatie vindt de drukverhoging instantaan plaats, dus zonder enige stijgtijd. De explosie plant zich voort doordat een sterke schokgolf de reactie onderhoudt. Figuur 3-1 geeft een voorbeeld van de typische vorm van de luchtschok op een bepaalde plaats afkomstig van een detonatie. Deze vorm wordt schokgolf genoemd. Blast wordt gebruikt als algemene term voor schok- en drukgolven. Na het bereiken van de piekoverdruk neemt de overdruk weer af tot nul en wordt gedurende enige tijd zelfs negatief. De grootte van de onderdruk is in vergelijking met de piekoverdruk meestal gering en kan over het algemeen worden verwaarloosd. Vaak wordt het druk-tijd verloop van een schok- of drukgolf geschematiseerd tot een driehoek (Figuur 3-1).

december 2003

pagina 10 van 51


Figuur 3-1 het geschematiseerde druk-tijd verloop voor a: een schokgolf en b: een drukgolf

. De belangrijkste kenmerken van een druk- of schokgolf zijn:

a) de piekoverdruk Ps, b) de positieve faseduur tp,

dit is de tijdperiode waarin een drukverhoging optreedt; en c) de impuls is.

De impuls is is gelijk aan

( )( )∫ −=pt

oss dtptPi (1)

waarin: is = impuls van de aankomende druk- of schokgolf [Pa.s] Ps = piekoverdruk in de aankomende druk- of schokgolf [Pa] p0 = atmosferische druk [Pa] Bij gebruik van het geschematiseerde druk-tijd verloop voor druk- en schokgolf is in beide gevallen de impuls is gelijk aan

pss tPi ∗=21

(2)

waarin: tp = positieve faseduur [s] Het menselijk lichaam is goed in staat zich aan grote drukveranderingen aan te passen. Voorwaarde is echter wel dat deze drukverandering geleidelijk plaatsvindt zodat deze gecompenseerd kan worden door een drukverandering in de organen waar zich lucht bevindt. Bij een plotselinge verandering ontstaat een drukverschil dat tot beschadiging van deze organen kan leiden.

december 2003

pagina 11 van 51


De meest vitale luchtbevattende organen zijn de longen. In de beschikbare literatuur wordt aan longbeschadiging de meeste aandacht geschonken omdat longschade kan leiden tot overlijden. Een minder vitaal maar zeer gevoelig orgaan voor drukveranderingen is het oor.

3.1 Longschade

Door een verschil in druk binnen en buiten de longen wordt, omdat bij een explosie de druk buiten in het algemeen hoger is dan binnen, de borstkas naar binnen gedrukt waardoor longschade op kan treden. Omdat voor dit indrukken tijd nodig is, is behalve de grootte van de overdruk, ook de duur van de belasting van belang. In [1] wordt een aantal grafieken gegeven waaruit de overlevingskans te bepalen is afhankelijk van de maximale overdruk en de faseduur van de schokgolf. Deze grafieken zijn toepasbaar op mensen met een gewicht van 70 kg en bij een atmosferische druk van 100 kPa. De keuze van de juiste grafiek wordt bepaald door de positie van de mens ten opzichte van de voortplantingsrichting van de schokgolf. Dit is noodzakelijk omdat de door de schokgolf op de mens uitgeoefende overdruk als gevolg van reflectie en omstroming groter kan worden dan de maximale overdruk in de schokgolf. Wordt de werkelijke overdruk bepaald die op de mens wordt uitgeoefend, dan blijkt dat de bijbehorende overlevingkans onafhankelijk is van de positie van de mens. In Figuur 3-2 is het verloop van de overlijdenskans weergegeven afhankelijk van de werkelijke piekoverdruk P die op de mens wordt uitgeoefend en de faseduur van de schokgolf.

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

1.E-03 1.E-02 1.E-01 1.E+00

scaled positive phase duration [-]

scal

ed p

eak

over

pres

sure

[-]

99 % lethality90 %50 %10 %

1 %

threshold lung injury

Figuur 3-2. Overlijdenskans voor een mens ten gevolge van primaire effecten van ideale schokgolven [1].

december 2003

pagina 12 van 51


Afhankelijk van de positie van de mens kan de piekoverdruk Ps van de schokgolf worden vertaald in de werkelijk op de mens uitgeoefende overdruk P. Voor de positie wordt onderscheid gemaakt in drie gevallen. a) De schokgolf loopt zonder enige belemmering over de mens heen. b) De schokgolf stroomt om de mens heen. c) De mens bevindt zich in een willekeurige positie direct voor een vlak waartegen de

schokgolf reflecteert. Deze mogelijke posities van de mens ten opzichte van de schokgolf worden hierna besproken. a) De schokgolf loopt zonder enige belemmering over de mens heen (Figuur 3-3). In dit geval ligt de lengteas van het lichaam in de richting van de schokgolf.

Figuur 3-3 Geen belemmering van de schok- of drukgolf door het menselijk lichaam

De geschaalde piek overdruk P en de geschaalde positieve fase duur t worden gedefinieerd als:

opPP = (3)

refop p

pmCtt

,

031

9 ∗

∗= (4)

waarin: p0 : heersende atmosferische druk [Pa] p0,ref : standaard atmosferische druk, 1,013 * 105 [Pa] P : druk waaraan de persoon wordt blootgesteld [Pa] tp : positieve faseduur van de schokgolf [s] m : massa van de persoon [kg] en C9 : constante, 70 [kg].

De volgende waarden voor de massa ‘m’ worden aangeraden:

december 2003

pagina 13 van 51


• 5 kg voor baby’s • 25 kg voor kinderen • 65 kg voor volwassen vrouwen • 80 kg voor volwassen mannen

b) De schokgolf stroomt om de mens heen (Figuur 3-4). De lengte as van het lichaam staat loodrecht op de richting van de schokgolf.

Figuur 3-4. Omstroming van het menselijk lichaam door de schok- of drukgolf. Door deze omstroming wordt een extra kracht op de mens uitgeoefend, de dynamische druk of stuwdruk Q genaamd. De in totaal uitgeoefende overdruk is dan:

QPP s += (5)

De stuwdruk Q kan worden bepaald met de volgende vergelijking [2]:

os

s

pPPQ142

5 2

+= (6)

waarin: Q = dynamische druk of stuwdruk [Pa] Ps = piekoverdruk in de aankomende druk- of schokgolf [Pa] c) De mens bevindt zich in een willekeurige positie direct voor een vlak waartegen de schokgolf reflecteert (Figuur 3-5).

december 2003

pagina 14 van 51


Figuur 3-5. Reflectie van de druk- of schokgolf tegen een direct in de omgeving van het menselijk lichaam aanwezig vlak. In het gebied voor dit vlak heerst nu de gereflecteerde druk Pr: P = Pr (7) De gereflecteerde druk is te bepalen met vergelijking 8:

os

ossr pP

pPPP7

148 2

+∗+

= (8)

waarin Pr en Ps wederom in Pascal zijn uitgedrukt. Nota bene: De persoon wordt blootgesteld aan twee schokgolven; één van de aankomende golf, en kort daarna de reflecterende golf. Figuur 3-2 is alleen van toepassing op ideale schokgolven namelijk golven met een instantane drukverhoging gevolgd door een exponentiële afname. Axelsson en Yelverton [19] ontwikkelden een model met één vrijheidsgraad (SDOF-model) voor de menselijke borstkas dat het mogelijk maakt om de reactie op elk type schok-/drukgolf of combinatie van golven te bepalen. Zij kwamen erachter dat letsel aan longen en het maag-darmstelsel gerelateerd is aan de naar binnen gerichte pieksnelheid op de borst. Het SODF-model wordt als volgt weergegeven:

( )

∗

∗−

−+∗=∗+∗+∗

002

2

pxAV

VptPAxk

dtdx

Jdtxd

mch

chchch

chchchch

chch

chch

γ

(9)

waarin:

Ach : geschaald oppervlak van de borstkas 0,082 [m2]*(m/C9)2/3 [m2] Jch : geschaalde demping van de borstkas 696 [Ns/m]*(m/C9)2/3 [Ns/m] kch : geschaalde veerconstante van de borstkas 989 [N/m] * (m/C9)1/3 [N/m] mch : geschaalde massa van de borstkas 2,03 [kg] * (m/C9) [kg]

december 2003

pagina 15 van 51


P(t) : overdruk van schok-/drukgolf als functie van de tijd Vch : geschaald volume van de longen 1,82*10-3 [m3] * (m/C9) [m3] χch : verplaatsing van de borstkas (inwaarts positief) [m] γch : ‘ratio van soortelijke warmtes’ voor longweefsel 1,2 [-]

Axelsson en Yelverton [19] leidden dit model af naar aanleiding van ‘blast’-experimenten op schapen. Het model komt redelijk overeen met Figuur 3-2 in die zin dat ideale schokgolven van verschillende tijdsduur die een bepaald niveau van schade veroorzaken alle resulteren in (ongeveer) gelijke naar binnen gerichte piek snelheden op de borst. Bijvoorbeeld, voor een kans van 50%, variëren de snelheden van 12 m/s tot 17 m/s. Voor schokgolven met een lange duur zijn de snelheden als volgt:

• drempel voor longschade: 4,2 m/s • 1% letaliteit (kans op overlijden): 12,0 m/s • 10% letaliteit: 14,0 m/s • 50% letaliteit: 16,6 m/s • 90% letaliteit: 19,7 m/s • 99% letaliteit: 22,6 m/s

Toepassing van dit model op drukgolven laat zien dat de meeste drukgolven geen longschade kunnen veroorzaken. Dit werd bevestigd door experimenten van White et al. [4]. Alleen kortdurende drukgolven met een grote amplitude kunnen longschade veroorzaken. Dergelijke golven bestaan in de praktijk niet, omdat ze snel zouden overgaan in schokgolven. Drukgolven van welke duur en amplitude dan ook, veroorzaken nooit meer longschade dan schokgolven van lange duur met gelijke amplitude. Om in staat te zijn de kans op letaliteit analytisch te bepalen, werd Figuur 3-2 benaderd door een zogenaamde probit-functie. Met deze probitfunctie wordt een probit Pr bepaald waarmee met Tabel I-1 uit Bijlage I de overlijdenskans kan worden vastgesteld. De Probit-functie voor primair letsel door een blast is:

( )Vln7,50,5Pr ∗+= (10)

waarin:

( ) ( )tt

tPV

0161,0ln1064,117,4 3 +∗∗−=

− (11)

Deze functie wordt afgeleid in Bijlage I. De methode voor het bepalen van de letaliteit ten gevolge primair letsel door blast veroorzaakt door schokgolven kan als volgt worden samengevat.

a) Bepaal de piekoverdruk ten gevolge van het incident en de positieve faseduur van de schokgolf op de locatie waar de persoon zich bevindt.

b) Bepaal de werkelijke druk die op de persoon wordt uitgeoefend, afhankelijk van de positie van de persoon.

c) Bepaal de geschaalde piekoverdruk en de geschaalde tijdsduur, afhankelijk van de

december 2003

pagina 16 van 51


atmosferische druk en het lichaamsgewicht (massa) d) Bepaal het letaliteitspercentage gebruik makend van Figuur 3-2 of vergelijkingen 10 en 11.

Gebruik het model van Axelsson en Yelverton als de schok-/drukgolf een niet-ideale vorm heeft. Letaliteit ten gevolge van letsel door een blast zal alleen plaatsvinden bij hoge overdrukken en lange duur (van de golf). In de meeste ongevalsituaties hebben andere explosie effecten een veel grotere overlijdenskans tot gevolg.

3.2 Gehoorschade

Het oor is een gevoelig orgaan dat reageert op zeer kleine drukvariaties. Uit een studie, beschreven in referentie [3] blijkt dat trommelvliesbreuk maatgevend is voor gehoorbeschadiging. Op basis van gegevens uit andere bronnen wordt in [3] aangegeven wat de kans op trommelvliesbreuk is bij een bepaalde piekoverdruk (zie ).

Figuur 3-6 Trommelvliesbreuk als functie van de overdruk, ref. [3].

In geen enkele referentie is iets te vinden over de invloed van de duur van de overdruk op het percentage trommelvliesbreuk. Verwacht zou mogen worden dat ook hier sprake is van een druk- en een impulsasymptoot. Het oor is in staat signalen te registreren met frequenties van circa 10 kHz, dat wil zeggen met een tijdsduur van 0,1 ms. Het lijkt daarom waarschijnlijk dat een schok- of drukgolf altijd in het drukgebied ligt. Ook voor wat betreft de invloed van omstroming en reflectie wordt niets vermeld in de literatuur. Het

december 2003

pagina 17 van 51


lijkt echter waarschijnlijk dat er altijd enige reflectie tegen het lichaam zal plaatsvinden waardoor, gedurende korte tijd, de werkelijk op het oor uitgeoefende druk, de gereflecteerde druk is. Het zal daardoor niet nodig zijn de waarden uit aan de oriëntatie aan te passen. De probitfunctie waarmee de kans op trommelvliesbreuk kan worden bepaald, is:

∗+−=

5

ln54,19,12PrCPs (12)

Zie voor de afleiding van (12) Bijlage I.

december 2003

pagina 18 van 51


4 Uitwerking van meesleureffecten

Een sterke schokgolf of drukgolf wordt vergezeld door een explosiewind van orkaankracht. Deze wind kan mensen meesleuren. Een persoon kan in de lucht ronddraaien en op zijn hoofd terecht komen of hij kan tegen een hard object worden gestuwd. Zo’n gehele lichaamsverplaatsing vindt alleen plaats wanneer de persoon rechtop staat, zoals te zien is in Figuur 3-4. Tijdens het verplaatsen kunnen door het rollen en glijden over de al dan niet harde ondergrond, verwondingen ontstaan. De mogelijkheid bestaat echter dat gedurende het verplaatsen een botsing met een star voorwerp plaatsvindt. De eventuele letale gevolgen van het meesleuren worden voornamelijk veroorzaakt door deze botsingen. De gevolgen die hierbij op kunnen treden, zijn sterk afhankelijk van de botsingssnelheid, hardheid en vorm van het voorwerp of obstakel en het deel van het lichaam dat bij de botsing is betrokken.

4.1 Criteria voor bepaling van overlijdenskans

Algemeen wordt aanvaard dat bij botsing van het menselijk lichaam met voorwerpen, de schedel het meest kwetsbare deel van het lichaam is. In de literatuur worden derhalve criteria gegeven waarmee de overlijdenskans kan worden bepaald indien de schedel een star en hard voorwerp treft. Tabel 4-1(uit ref. [2]) geeft kritieke impactsnelheden die behoren bij een bepaalde kans op schedelbasisfractuur.

Tabel 4-1 Kans op schedelbasisfractuur afhankelijk van botsingssnelheid

Botsingssnelheid (m/s)

Criterium: kans op schedelbasisfractuur

3,0 Veilig 4,0 Drempel 5,5 50% 7,0 bijna 100% De vermelde snelheden zijn afgeleid van resultaten van proeven met dieren. Naast de kritieke botsingssnelheden voor impact van de schedel worden ook criteria gegeven voor het bepalen van overlijdenskansen bij een botsing van het hele lichaam met een star voorwerp, waarbij geen speciaal deel van het lichaam wordt beschouwd (Tabel 4-2, uit [2]).

december 2003

pagina 19 van 51


Tabel 4-2: Kans op overlijden bij impact van het hele lichaam, afhankelijk van botsingssnelheid Botsingssnelheid (m/s)

Criterium: kans op overlijden

3,0 veilig 6,5 drempel 16,5 50% 42,0 bijna 100% De waarden uit Tabel 4-2 zijn bepaald aan de hand van een groot aantal ongevallen waarbij mensen van een bekende hoogte naar beneden zijn gevallen. In Figuur 4-1 uit referentie [4] wordt een waarschijnlijkheidscurve gegeven die gebaseerd is op gegevens uit [5].

Figuur 4-1. Overlijdenspercentage bij vallen op beton. De cijfers in de figuur geven het aantal bijbehorende gevallen. Opvallend is dat Tabel 4-1 en Tabel 4-2 beide een gelijke waarde voor de impactsnelheid geven die als veilig wordt beschouwd. Met als uitgangspunt dat de schedel belangrijk kwetsbaarder is dan de rest van het lichaam kunnen de hogere snelheden van Tabel 4-2 worden verklaard. De kans namelijk dat bij een botsing van het hele lichaam

december 2003

pagina 20 van 51


juist de schedel is betrokken, is kleiner dan één, waardoor een gelijk effect pas bij een hogere snelheid op zal treden.

4.2 Druk-impuls diagrammen

De stuw- of dynamische druk Q die door de explosiewind wordt uitgeoefend op een stilstaand voorwerp of mens is gelijk aan:

212

1 uCQ D ∗∗= ρ (13)

waarin:

CD : de 'drag'coëfficiënt [-] ρ1 : de luchtdichtheid achter de blastgolf [kg/m3] u : de voortplantingssnelheid van de golf [m/s]

De versnelling v& m die een meegesleurd voorwerp ondervindt is dan te bepalen uit:

( )212

1mDm vuACvm −∗∗∗=∗ ρ& (14)

waarin:

v& m : versnelling die een meegesleurd voorwerp ondervindt [m/s2] v m : meesleursnelheid [m/s] m : de massa van het meegesleurde voorwerp [kg] A : het loodrecht op de voortplantingsrichting van de golf

geprojecteerde oppervlak. [m2] De deeltjessnelheid u en de dichtheid ρ1 zijn afhankelijk van de atmosferische druk po, de druk Ps en de dichtheid ρo van de lucht voor de blastgolf volgens (zie [2]):

( ) ( )( )tPptPpt

so

soo +

+∗=

767

1 ρρ (15)

en

( ) ( )( )o

so

so

PtPP

tPctu

76

17

5

+∗

∗= (16)

Hierin is co de geluidssnelheid in stilstaande lucht, normaal rond de 340 m/s. De maximale meesleursnelheid kan worden bepaald door het oplossen van de differentiaalvergelijking (14) na substitutie van (15) en (16).

december 2003

pagina 21 van 51


In de figuren Figuur 4-2 en Figuur 2-1 zijn de combinaties van Ps en Is bepaald die behoren bij de waarden voor de meesleursnelheden uit Tabel 4-1 en Tabel 4-2. De volgende aannamen zijn gedaan ten einde de figuren te kunnen samenstellen. Uitgegaan is van een mens met een massa m van 70 kg, een dichtheid van 1 kg/dm3 en een lengte-breedteverhouding van 7. Wordt het menselijk lichaam geschematiseerd tot een cilinder dan is het getroffen oppervlak A van een rechtopstaande mens gelijk aan 0,382 m2. In werkelijkheid zal het lichaam roteren parallel aan de explosiewind. Deze aanname leidt dus tot een overschatting van de snelheid. Voor het verloop van de blastgolf is het tot een driehoek geschematiseerde verloop van een schokgolf aangehouden volgens:

( )

−∗=

pss t

tPtP 1 (17)

In de figuren Figuur 4-2 en Figuur 4-3 zijn de overdrukken beperkt tot 106 Pa omdat bij hogere overdrukken en de bij de bepaalde meesleursnelheden horende impulsen het model niet meer geldig is. Indien sprake is van meesleuren kan nu afhankelijk van piekoverdruk en impuls de maximale meesleursnelheid worden bepaald. Indien wordt aangenomen dat met deze snelheid een botsing plaatsvindt met een star voorwerp, kan de overlijdenskans worden bepaald.

Figuur 4-2. P-I diagram voor schedelbasisfractuur.

december 2003

pagina 22 van 51


Figuur 4-3. P-I diagram voor impact hele lichaam. De probitfunctie voor het bepalen van de overlijdenskans na impact van het hoofd is: Pr = 5,0 - 8,49*ln S (18) Waarin

sss iPPS

∗+

∗=

83 10*41043,2 (19)

De probitfunctie voor het bepalen van de overlijdenskans na impact met het hele lichaam is: Pr = 5,0 - 2,44*ln S (20) waarin:

sss iPPS

∗+

∗=

93 10*3,11028,7 (21)

december 2003

pagina 23 van 51


De beide probitfuncties (18) en (20) zijn geldig voor overdrukken Ps die lager zijn dan 0,4 à 0,5.106 Pa. Figuur 4-2 en Figuur 4-3 en de corresponderende probitfuncties zijn afgeleid uitgaande van conservatieve aannames. Hierdoor overschatten deze de overlijdenskans. Echter, ondanks deze conservatieve aannames zijn de overdrukken en vooral de impulsen die nodig zijn om verwondingen op de leveren hoog. Geconcludeerd kan worden dat de meesleureffecten alleen in beschouwing moet worden genomen bij grote explosies.

december 2003

pagina 24 van 51


5 Uitwerking van scherven en brokstukken

Als gevolg van een explosie kunnen scherven ontstaan die met een bepaalde snelheid worden weggeslingerd en gevaar op kunnen leveren voor mensen indien die worden getroffen. De scherven kunnen ontstaan ofwel direct uit de explosiebron, ofwel doordat voorwerpen in de omgeving van de explosiebron als gevolg van de ontstane blast worden weggeworpen. Bij de uitwerking van scherven op het menselijk lichaam wordt veelal onderscheid gemaakt tussen snijdende en niet-snijdende scherven. Snijdende scherven penetreren door de huid; deze categorie wordt vaak aangeduid als scherven. Bij de niet-snijdende scherven ontstaat letsel als gevolg van contactdruk; deze categorie wordt meestal aangeduid als brokstukken.

5.1 Scherven

Het penetreren van scherven wordt veelal bepaald door uit te gaan van een theoretisch model waarbij de huid als een ideaal star-visceus medium wordt beschouwd. De weerstand f van een dergelijk medium, als functie van de snelheid v van de scherf, is weergegeven in de onderstaande figuur.

Figuur 5-1 Karakteristiek van de penetratieweerstand van een ideaal star-visceus medium.

In formulevorm is de vergelijking voor de weerstand:

vCff o ∗+= (22)

waarin: f = visceuze weerstand van de huid [Pa] f0 = constante visceuze weerstand [Pa] C = visceuze weerstandcoëfficiënt [Pa.s/m] v = snelheid [m/s] Voor een scherf met een oppervlakte A van de doorsnede loodrecht op de verplaatsingsrichting en een massa m geldt dan de volgende relatie tussen de maximale indringdiepte x en de trefsnelheid vo:

december 2003

pagina 25 van 51


Cf

mACxv o

o +∗∗= (23)

v0 = impact- of trefsnelheid van een scherf of brokstuk [m/s] x = maximale penetratiediepte [m] A = oppervlak (hier: van de scherf) [m2] In [2] wordt een overzicht gegeven van proefresultaten van diverse onderzoekers. Deze zijn vergeleken met een door Sperrazza en Kokinakis afgeleide relatie (Figuur 5-2):

03,221,124750 +∗=mAv (24)

Figuur 5-2. Trefsnelheid, waarbij 50% van de scherven die het lichaam treffen, door de huid penetreert, als functie van de oppervlakte-massaverhouding [2]

december 2003

pagina 26 van 51


De snelheid v50 wordt gedefinieerd als de trefsnelheid van de scherven waarbij 50% van de scherven die het lichaam treffen door de huid penetreert. Aangenomen wordt dat de restsnelheid van de gepenetreerde scherf hoog genoeg is om ernstige verwondingen te veroorzaken. Referentie [6] vermeldt dat ernstige verwondingen zullen ontstaan indien de scherven 1 cm of meer doordringen of worden gestopt door een bot. De in de Figuur 5-2 weergegeven resultaten zijn gemiddelden van een groot aantal vergelijkbare proefresultaten. Om de vorm van een projectiel te karakteriseren is de verhouding A/m niet geschikt, omdat deze bij geometrische schaling niet constant blijft. Een gebruikelijke vormfactor is k, gedefinieerd als

23

A

mk = (25)

Deze vormfactor wordt o.a. gebruikt in referentie [7]. Formule (24) kan dan geschreven worden als

( )03,2211247

31

250 +

∗∗=

mkv (26)

Referentie [7] geeft ook enkele waarden voor k. Voor de scherven afkomstig van bommen en projectielen geldt k = 2370 kg/m3 en voor de meest effectieve scherven geldt k = 4740 kg/m3. In referentie [6] zijn kritieke trefsnelheden voor glasscherven bepaald aan de hand van proeven op dieren met bedekte en onbedekte huid. Resultaten zijn weergegeven in Figuur 5-3. Ook worden in dezelfde referentie waarden voor v50 gegeven indien de glasscherven die het hoofd troffen schedelbreuk veroorzaakten. Afhankelijk van de hoek van inval en de massa van de glasscherf zijn in Tabel 5-1 deze waarden weergegeven.

Tabel 5-1 v50 voor schedelbreuk door glasscherven.

Massa (kg)

Hoek van inval (°)

v50 (m/s)

0,001 45 39,9 ± 3,7 0,01 180 36,3 ± 1,0 0,01 90 14,7 ± 1,2 0,01 45 10,8 ± 0,9 0,1 90 4,7 ± 0,6 0,1 45 2,7 ± 0,4

december 2003

pagina 27 van 51


Figuur 5-3. Scherftrefsnelheid waarbij 50% penetratie optreedt als functie van de scherfmassa.

5.2 Brokstukken

Brokstukken veroorzaken, bij botsing tegen een menselijk lichaam, in dit lichaam grote drukspanningen en vervormingen. Grote spanningen kunnen leiden tot het breken van stijve, brosse delen: de botten. Grote vervormingen kunnen eveneens leiden tot beschadiging van allerlei organen, met als gevolg inwendige bloedingen en dergelijke. Doordat het menselijk lichaam een zeer gecompliceerd geheel is, is het vrijwel onmogelijk theoretisch te voorspellen welke grootheden bepalend zijn voor de optredende verwondingen. Bovendien hangt het al dan niet optreden van letsel sterk af van de plaats waar het lichaam wordt getroffen. In de literatuur worden dan ook maar enkele zeer algemene criteria gevonden voor het optreden van letsel bij botsing van mensen en brokstukken. Volgens explosieveiligheidscriteria in de USA wordt een brokstuk als gevaarlijk beschouwd indien de kinetische energie ervan groter of gelijk is aan 79 joules, zie bijvoorbeeld [7]. In een studie over valhelmen [10] wordt vermeld dat ernstige verwondingen aan het voorhoofd kunnen ontstaan bij impact van fragmenten met een kinetische energie tussen 40 en 60 joules. In de literatuur (o.a. in [2]) worden snelheden genoemd voor een brokstuk van 4,5 kg met betrekking tot schedelbasisfractuur (Tabel 5-2 ).

december 2003

pagina 28 van 51


Tabel 5-2 Kritieke snelheid voor impact van een brokstuk van 4,5 kg tegen een schedel

Impactsnelheid (m/s)

Criterium: kans op schedelbasisfractuur

3,0 veilig 4,5 ondergrens 7,0 bijna 100% Opvallend is dat dezelfde snelheden eveneens schedelbasisfractuur tot gevolg hebben in het geval van meesleuren waarbij de schedel tegen een star voorwerp botst (zie Tabel 5-2). Een massa van 4,5 kg stemt ongeveer overeen met de massa van het menselijk hoofd. Het lijkt dan ook waarschijnlijk dat bovenstaande criteria gebaseerd zijn op de veronderstelling dat de botsing van een betrekkelijk groot brokstuk tegen het hoofd, identiek is aan de botsing van het hoofd tegen een starre massa. Deze vergelijking gaat echter alleen op indien de massa van het brokstuk 4,5 kg of meer bedraagt. Deze conclusie wordt echter nergens in de betreffende literatuur aangetroffen.

5.3 Letselcriterium

Uit de schaarse en onvolledige gegevens die beschikbaar zijn, is het moeilijk om een duidelijk letselcriterium vast te stellen. De in de paragrafen 5.1 en 5.2 genoemde criteria zijn in Figuur 5-4 verzameld. De impactsnelheid en de massa van scherven en brokstukken zijn daarbij uitgezet. Ondanks de gebrekkige gegevens kan met behulp van Figuur 5-4 toch een indruk worden verkregen of een bepaalde scherf of brokstuk letsel kan veroorzaken. Voor brokstukmassa's kleiner dan 0,1 kg is het scherfcriterium maatgevend. Voor massa's tussen 0,1 en 4,5 kg is het energiecriterium voor impact van brokstukken maatgevend. Voor massa's groter dan 4,5 kg zal de kans op schedelbasisfractuur maatgevend zijn.

december 2003

pagina 29 van 51


Figuur 5-4. Letselcriterium voor scherven en brokstukken.

De probitfuncties voor het bepalen van de overlijdenskans voor secundaire effecten zijn hieronder opgenomen. Voor fragmentmassa's groter dan 4,5 kg geldt: Pr = - 13,19 + 10,54*ln vo (27) Voor fragmentmassa's tussen 0,1 en 4,5 kg geldt: Pr = - 17,56 + 5,30*ln S (28) met S = ½m*vo

2 (29) Voor fragmentmassa's tussen 0,001 kg en 0,1 kg geldt: Pr = - 29,15 + 2,10*ln S (30)

december 2003

pagina 30 van 51


met S = m*vo

5,115 (31)

5.4 Glasscherven

Op grotere afstand van een explosie zal vanwege de geringe overdruk, de schade aan gebouwen grotendeels alleen maar bestaan uit ruitbreuk. De snelheid en massa van de glasscherven kunnen echter nog dermate hoog zijn dat deze letsel aan personen veroorzaken die zich tijdens de explosie achter ruiten bevinden. Letsel door glasscherven zal zich daarom tot op grote afstand van het explosiecentrum kunnen voordoen. Dit is een belangrijke reden om voor de uitwerking van glasscherven een aparte probitfunctie af te leiden. De beginsnelheid en de massa van glasscherven afkomstig van een bezwijkende ruit zijn afhankelijk van de afmetingen van de ruit (lengte, breedte, dikte) en de belasting op de ruit. Is de belasting een aantal factoren hoger dan de bezwijkbelasting van de ruit dan zullen gevaarlijker scherven ontstaan dan bij een belasting die iets groter dan de bezwijkbelasting is. Een persoon vlak achter de ruit wordt getroffen door snellere scherven dan iemand verder van de ruit. Ook de positie van een persoon ten opzichte van de ruit is van invloed. Uit proefresultaten [6], [10] blijkt dat een grote spreiding optreedt van snelheid en massa van de glasscherven bij de beproefde ruiten. Wel blijkt uit het door het PML-TNO uitgevoerde onderzoek (o.a. [18]) dat desondanks bij een belasting die twee maal zo hoog is als de bezwijkbelasting van de ruit de snelheidmassa verdeling zodanig is dat deze boven de v50 voor schedelbreuk ligt. Met behulp van gegevens uit [18] is te bepalen dat de kans in dit geval op schedelbreuk 94% bedraagt. De massa-snelheidsverdeling is bepaald op 1,75 m achter ruiten met afmetingen 1,68 x 1,13 m2. Ook is gebleken dat de ruimtelijke spreiding van de scherven beperkt blijft; het grootste gedeelte werd teruggevonden in het vlak recht achter de ruit. Voor een zich achter de ruit bevindende persoon bestaat er een grote kans dat deze getroffen wordt tegen het hoofd. Een overlijdenskans kan dan ook worden bepaald op basis van de schedelbreuk door glasscherven. In Bijlage I is afgeleid dat geldt voor de overlijdenskans door glasscherven:

stPPDLF ∗

+= ln38,367,2Pr (32)

waarin Pst en DLF afhankelijk zin van de ruitafmetingen en de dynamische belasting. Deze zijn te bepalen met behulp van gegevens uit deel 2B "Effecten van explosie op constructies". Indien de afmetingen van de ruit onbekend zijn moet gebruik gemaakt worden van de volgende probitfunctie uit deel 2B "Effecten van explosie op constructies": Pr=-16.58 + 2.53 ln Ps. Deze vergelijking geldt voor huizen gebouwd na 1975 en waar 50 % glasbreuk optreedt bij een invallende piekoverdruk van 5 kPa. In combinatie met vergelijking 32 kan de probitfunctie afgeleid worden voor personen die zich achter de beglazing bevinden van gelijk welke afmeting en oriëntatie, hetzij enkele of dubbele beglazing.

december 2003

pagina 31 van 51


∗+−=

5

ln20,27,15PrCPs (33)

In deze functie moet de invallende piekoverdruk Ps gebruikt worden, en niet de werkelijke druk op het raam. Vervolgens moet de overlijdenskans, wanneer getroffen, vermenigvuldigd worden met de kans om geraakt te worden door glasscherven. Deze is ruwweg gelijk aan de kans dat een persoon zich binnen enkele meters achter het glas bevindt. Een kans van 5% is aannemelijk voor de meeste situaties. Voor kantoren tijdens werkuren is mogelijk een hogere waarde nodig. Tenslotte moet de uitkomst vermenigvuldigd worden met het aantal binnen het gebouw aanwezige mensen. Opmerking: Uit de vergelijking met data verkregen tijdens de Tweede Wereldoorlog, blijkt dat de resultaten verkregen uit de probitfuncties overeenkomen met de waarnemingen in het verre veld voor grote (nucleaire) explosies. Voor kleinere (conventionele) explosies wordt de kans op overlijden overschat.

december 2003

pagina 32 van 51


6 Instorten van gebouwen

Gebouwen kunnen instorten bij belastingen als gevolg van blast die veel lager zijn dan die waarbij directe schade aan mensen optreedt. Indien in een instortend gebouw personen aanwezig zijn, kunnen deze hierdoor ernstig worden verwond of zelfs gedood. Doordat zich onder een instortend gebouw veelal gewelven vormen (tegen elkaar hangende wanden en dergelijke) die enige bescherming kunnen bieden, is het zeker niet zo dat alle aanwezige personen altijd zullen omkomen.

6.1 Kans op overlijden bij instorting van gebouw

Gegevens over het aantal doden en gewonden ten gevolge van het instorten van gebouwen door explosies zijn schaars. Gebruik kan worden gemaakt van gegevens over instortende gebouwen door aardbevingen. Beide gebeurtenissen, explosie en aardbeving, zullen op een onverwacht moment plaatsvinden zodat de aanwezige personen niet van te voren gewaarschuwd zullen zijn en een veilige plaats zullen hebben opgezocht. Door Glass e.a. [7] is gevonden dat het aantal doden onder de door een instorting van een gebouw getroffen mensen afhangt van de leeftijd van de getroffenen. In woonhuizen hadden jonge kinderen en bejaarden een kleinere kans op overleven. Ook bleek dat in nagenoeg alle leeftijdscategorieën meer vrouwen dan mannen ernstig of dodelijk gewond waren. Voor wat betreft de grootte van het gebouw bleek dat er meer ernstig of dodelijk letsel voorkwam in de grotere huizen (zeven of meer personen, dan in de kleinere). Ook de ouderdom van een gebouw is van belang. In de oudere gebouwen (8 jaar en ouder) kwam een hoger percentage ernstig of dodelijk letsel voor dan in de jongere gebouwen. In [15] wordt vermeld dat bij het volledig instorten van een gebouw als gevolg van een aardbeving er 100% slachtoffers zullen zijn waarvan 50% gewond en 50% gedood. In een herzien rapport [16] wordt deze verdeling gesteld op 80% gewonden en 20% doden. Blume doet in [11] de aanname dat 50% van de gebruikers van een gebouw bij de instorting door een aardbeving zal omkomen. Bij een in [14] aangehaalde instorting van een flatgebouw, veroorzaakt door een springstofexplosie, werd ongeveer 40% van de bewoners gedood. Concluderend uit bovenstaande gegevens kan worden gesteld dat indien een gebouw instort ten gevolge van een aardbeving, 20 tot 50% van de aanwezige personen dodelijk gewond zullen raken. Hierbij is aangenomen dat ten gevolge van het instorten van gebouwen door explosies, hetzelfde percentage doden zal opleveren, als bij een aardbeving het geval is.

6.2 Niet-letaal letsel

De fractie personen die gewond raakt, kan geschat worden op basis van het aantal personen dat overlijdt. Hadjipavlou en Carr-Hill [20] hebben een relatie afgeleid tussen de kans op verwonding ‘IR‘ (Injured Ratio) en de kans op sterfte ‘LR’ (Lethal Ratio) voor mensen in huizen op basis van data uit het Verenigd Koninkrijk tijdens de Tweede Wereldoorlog. Deze relatie werd afgeleid voor alle verwondingsoorzaken, niet alleen instorting, maar ook primaire en tertiaire explosie effecten, alsmede

december 2003

pagina 33 van 51


scherven en brokstukken.

2

21

ln5,3

1

27,0

+

−

∗−

∗= LRLR

eIR (33)

waarin:

IR : fractie mensen die gewond raken [-] LR : fractie doden [-]

december 2003

pagina 34 van 51


7 Voorbeeldberekeningen

7.1 Voorbeeld 1

Een mens met een gewicht van 70 kg wordt getroffen door een schokgolf met een piekoverdruk Ps van 3*105 Pa en een positieve faseduur tp van 0,05 s. De atmosferische druk p0 bedraagt 1.105 Pa. Wat is de overlijdenskans van deze mens afhankelijk van zijn oriëntatie, voor de primaire en tertiaire effecten? De overlijdenskans zal worden bepaald met behulp van de in dit deel gegeven probitfuncties. Oplossing: 1) De mens bevindt zich in een liggende positie. De op de mens uitgeoefende piekoverdruk P is gelijk aan: P = Ps = 3*105 Pa. De overlijdenskans kan met behulp van de vergelijkingen 3, 4, 10 en 11 worden bepaald. De geschaalde piekoverdruk P is gelijk aan:

3101103

5

5

=∗∗

=P

De geschaalde positieve faseduur is gelijk aan:

5

531

10*013.110*0.1

707005.0 ∗

∗=t = 0.0497

Met behulp van de probitfunctie (10) en (11) volgt

( ) ( )0497,00161,0

0497,00497,0ln1064,117,4

33 +∗∗−

=−

V = 0,653

Pr = 5,0 + 5,7 * ln (0,653) = 2,57 De bijbehorende overlijdenskans wordt bepaald met behulp van Tabel I-1 uit Bijlage I en bedraagt minder dan 1%. 2) De mens bevindt zich dichtbij een vlak waartegen de schokgolf reflecteert. De op de mens uitgeoefende piekoverdruk P is met vergelijking (7) te bepalen:

( ) ( ) PaPP r5

55

5525

104,11107103

10103141038∗=

∗+∗∗∗∗+∗∗

==

De geschaalde piekoverdruk bedraagt: P = 11,4. Uit probitfunctie (10) en vergelijking 11 volgt:

december 2003

pagina 35 van 51


( ) ( )0497,00161,0

0497,00497,0ln1064,117,4

4,113 +∗∗−

=−

V = 2,48

Pr = 5,0 + 5,7 * ln (2,48) = 10,2 De bijbehorende overlijdenskans wordt bepaald met behulp van Tabel I-1 uit Bijlage I en bedraagt meer dan 99%. 3) De mens bevindt zich in rechtopstaande positie, niet in de buurt van een vlak waartegen reflectie kan plaatsvinden. In dit geval zal er omstroming plaatsvinden. De bijbehorende stuwdruk Q is te bepalen met vergelijking (5):

( ) PaQ 555

25

1025,21014103*2

1035∗=

∗+∗∗∗

=

De op de mens uitgeoefende piekoverdruk bedraagt: P = Ps + Q = 2,25*105 + 3*105 = 5,25*105 Pa.

( ) ( )0497,00161,0

0497,00497,0ln1064,117,4

25,53 +∗∗−

=−

V = 1,14

Pr = 5,0 + 5,7 * ln (1,14) = 5,75 De bijbehorende overlijdenskans wordt bepaald met behulp van Tabel I-1 uit Bijlage I en bedraagt circa 77%. De impuls is bedraagt:

( ) sPai .1031,10497,01025,55,0 45 ∗=∗∗∗=

Met de geschaalde piekoverdruk P = 5,25 en de geschaalde impuls i = 41,0 volgt uit Figuur 3-2 een overlijdenskans van ongeveer 85%. In dit geval treedt er tevens meesleuren op. Wordt gebruik gemaakt van Figuur 4-3 dan volgt dat de maximale meesleursnelheid ongeveer 25 m/s bedraagt en de geschatte overlijdenskans 75%. Wordt de overlevingskans met behulp van de probitfunctie (19) bepaald, dan volgt:

( ) ( )35

9

5

3

105,7103103,1

1031028,7

∗∗∗∗

+∗∗

=S

en Pr = 5 - 2,44*ln 0,60 = 6,25. Hiermee is de overlijdenskans 89%

december 2003

pagina 36 van 51


Opgemerkt dient te worden dat het verschil met de met behulp van Figuur 4-3 geschatte kans van 25% kan ontstaan doordat de probitfunctie een benadering van de figuur is. De overlevingskans voor een mens in rechtopstaande positie die, nadat hij getroffen wordt door een schokgolf, wordt meegesleurd en met maximale snelheid tegen een star voorwerp botst, is gelijk aan (0,23 * 0,11) *100% = 2,5%.

7.2 Voorbeeld 2

Wat is voor de mens uit voorbeeld 1 de kans op trommelvliesbreuk, afhankelijk van zijn oriëntatie? Bij het bepalen van de gehoorschade is alleen de piekoverdruk van de aankomende golf van belang. Deze bedraagt 3*105 Pa. Uit Figuur 3-6 volgt dat de kans op trommelvliesbreuk 94% bedraagt. De kans berekend met de probitfunctie (12) bedraagt:

∗+−=

110*3ln54,19,12Pr

5

= 6,52, zodat de kans op trommelvliesbreuk 93 à 94% bedraagt.

7.3 Voorbeeld 3

Drie fragmenten met massa's van respectievelijk 0,01; 0,1 en 10 kg en een gelijke snelheid van 30 m/s treffen een mens. Wat is zijn overlijdenskans? Met behulp van Figuur 5-4 volgt dat het fragment met een massa van 0,01 kg geen letsel toe zal brengen. De kans op letsel bij een impact met een fragment van 0,1 kg is vrij klein. Impact van de schedel en het brokstuk van 10 kg zal de mens niet overleven. Met behulp van de probitfuncties (26), (27) en (29) en de vergelijkingen (28) en (30) kunnen de overlevingskansen worden bepaald. Voor het fragment van 0,01 kg volgt: S = 0,01*305,115 = 3,59*105 Pr = - 29,15 + 2,10*ln 3,59*105 = 2,29 waaruit volgt dat de overlijdenskans kleiner is dan 1%. Voor het fragment van 0,1 kg volgt: S = 0,5*0,1*302 = 45,0 Pr = - 17,56 + 5,30*ln 45 = 2,62 waaruit volgt dat de overlijdenskans iets kleiner is dan 1%. Voor het fragment van 10 kg volgt met S = 30 Pr = - 13,19 + 10,54*ln 30 = 22,7 overeenkomend met een overlijdenskans die groter is dan 99%.

december 2003

pagina 37 van 51


8 Conclusies

Het is mogelijk gebleken om voor de uitwerking van de meeste in dit hoofdstuk behandelde effecten van explosies op mens, criteria te geven waarmee overlijdenskansen kunnen worden afgeschat. Dit kan geschieden met behulp van de gegeven figuren of met behulp van de ontwikkelde probitfuncties. De uitwerking van de directe blasteffecten is het meest onderzocht; deze zullen echter pas bij hoge piekoverdrukken van invloed worden. Voor de secundaire effecten, de impact van scherven en brokstukken, kan ondanks de globale gegevens toch aangegeven worden of, afhankelijk van snelheid en massa, een fragment als gevaarlijk moet worden beschouwd. Het bepalen van de fragmentmassa en snelheidsverdeling uit de blastparameters komt in dit hoofdstuk niet aan de orde. Hiervoor wordt verwezen naar PGS 2.De uitwerking van tertiaire effecten wordt bepaald door er van uit te gaan dat een mens met maximalemeesleursnelheid tegen een star voorwerp botst. Deze aanname zal een overschatting van het effect aangeven. Voor het bepalen van de maximale meesleursnelheid uit de blastparameters is een eenvoudig model opgesteld. Dit model is echter niet geldig voor combinaties van hoge waarden voor piekoverdrukken en kleine waarden voor impulsen. Voor het bepalen van de uitwerking van het instorten van gebouwen als gevolg van een explosie zijn slechts zeer globale gegevens uit de literatuur bekend.

december 2003

pagina 38 van 51


REFERENTIES

[1] Bowen J.G., Fletcher E.R., Richmond D.R. Estimate of man's tolerance to the direct effects of air blast. Lovelace Foundation for Medical Education and Research, Albuquerque, New Mexico, 1968. DASA-2113. [2] Baker W.E., Cox P.A., Westine P.S., e.a. Explosion hazards and evaluation. Elseviers scientific publishing company, 1983. [3] Hirsch F.G. Effects of overpressure on the ear- a review. Annals of the New York Academy of Sciences, 1968. [4] White C.S, Jones R.K., Damon E.G. The biodynamics of airblast. Lovelace Foundation for Medical Education and Research, Albuquerque, New Mexico, 1971. DNA 2738T. [5] Lewis W.S., e.a. Jumpers Syndrom - The trauma of high, free-fall as seen at Harlem Hospital. J. Trauma, 5: 812 - 818, 1965 [6] Fletcher E.R., Richmond D.R., Yelverton J.T. Glass fragment hazard from windows broken by airblast. Lovelace Biomedical and Environmental Research Institute, Albuquerque, New Mexico, 1980. DNA*5593T. [7] Zaker T.A. Fragment and debris hazards. Department of Defense Explosive Safety Board, Washington D.C., 1975. DDESB TP12. [8] Merz H. A. Letalitatskriterien fur explosionen mit konventionellen Sprengstoff. Forschungsinstitut fur militarischen bautechnik, Zurich, 1976. FMB 76-10. [9] Fegulso L.E., Rathmann C.E. Effect of earth cover on far-field fragment distributions. Department of Defense Explosive Safety Board, Washington D.C., 1973. Minutes, 15th DDESB seminar. [10] Proctor T.D. A review of research relating to industrial helmet design. Journal of Occupational Accidents, 3: 259-272, 1982. [11] Blume J.A. Civil structures and earchquake safety. Interim report of the special subcommittee on the San Fernando earthquake study, 1971. [12] Glass R.J. e.a. Earthquake injuries related to housing in a Guatemalan village. Science, volume 197: 638-643, 1977 [13] Clemedson C.J., Jönsson A. Effects of the frequency content in complex air shockwaves on lunginjuries in rabbits. Aviation, Space and Environmental Medicine: 1143-1152, November 1976. [14] Somes N.F. Abnormal loading on buildings and progressive collapse building practices for disaster miligation.

december 2003

pagina 39 van 51


[15] Scenarios of buildings in given earthquake damage states. U.S. Department of Commerce, National Technical Information Service PB 80/150949, 1972. [16] Scenarios of buildings in given earthquake damage states. Revision I. U.S. Department of commerce, National Technical Information Service PB 80/106156, 1973.

gevaarlijke stoffen. Directoraat Generaal van de Arbeid, 1979. [18] Nowee J. Dynamische bezwijkbelasting en scherfwerking van thermisch geharde glazen ruiten. PML 1985-C-103.

complex wave environment. 7th

Book’; rapport PML 1999-C102, Version 2 (final), December 1999

publ. 34/86, (London, Sci. Res. Dev. Branch, Home Office), 1986

[19] Axelsson, H en Yelverton, J.T. Chest wall velocity as a predictor of non-auditory blast injury in a

Ballistics, St. Petersburg, Russia, 20-23 September 1994.

[22] R.M.M. van Wees, TNO Prins Maurits Laboratory; Update of Chapters 2 and 3 of the ‘Green

International Symposium of Weapons Traumatology and Wound

[17] Methoden voor het berekenen van de fysische effekten van het incidenteel vrijkomen van

[20] Hadjipavlou, S. en Carr-Hill, G.; A review of the blast casualties rules applicable to UK houses,

rapport van de Commissie Preventie van Rampen door gevaarlijke stoffen, Sdu Uitgevers, 3e editie 1997.)

[21] PGS 2, Methods for the calculation of physical effects (het "Gele Boek"). (Voorheen CPR 14E,

december 2003

pagina 40 van 51


Lijst van gebruikte symbolen

A : oppervlakte [m2] Ach : geschaalde oppervlak van een borstkas (0,082 m2 * (m/70 kg)2/3) [m2] a : constante b : constante C : viskeuze weerstandcoëfficiënt [Pa.s/m] CD : de 'drag'coëfficiënt co : snelheid van het geluid in stilstaande lucht (normaal rond de 340 m/s) [m/s] C5 : constante die gebruikt wordt om non-dimensionale waarden te krijgen [Pa] C9 : constante [kg] DLF : dynamische belastingfactor f : viskeuze weerstand van de huid [Pa] fo : constante viskeuze weerstand [Pa] I : fractie mensen die gewond raken i : impuls van de op de mens uitgeoefende druk [Pa.s] i : geschaalde impuls i [Pa½.s*kg-1/3] im : impuls van de meegesleurde mens [Pa.s] is : impuls van de aankomende druk- of schokgolf [Pa.s] IR : fractie mensen die gewond raken ofwel ‘injury rate’ [-] Jch : geschaalde druk op borstkas (696 Ns/m * (m/70 kg)2/3) [Ns/m] kch : geschaalde veerconstante van borstkas (989 N/m * (m/70 kg)2/3) [N/m] k : vormfactor van een scherf [kg/m3] LR : fractie doden ofwel ‘mortality rate’ [-] m : massa [kg] mch : geschaalde massa van borstkas (2,03 kg * (m/70 kg)2/3) [kg] P : op de mens of constructie uitgeoefende piekoverdruk [Pa] Pr : gereflecteerde piekoverdruk [Pa] P(t) : overdruk van een schokgolf als functie van de tijd [Pa] P : geschaalde piek overdruk Pr : probit Ps : piekoverduk in de aankomende druk- of schokgolf [Pa] Pst : statische sterkte van de ruit Pa] po : atmosferische druk [Pa] p0,ref : standaard atmosferische druk [Pa] Q : dynamische druk of stuwdruk [Pa] S : variabele t : tijd [s] tp : positieve faseduur [s] t : geschaalde positieve fase duur [s] u : deeltjessnelheid [m/s] V : variabele v : snelheid [m/s] Vch : geschaalde volume van de longen (1,82 * 10-3 m3 * (m/70 kg)2/3) [m3] ych : ratio van specifieke warmte voor longweefsel (1,2)

december 2003

pagina 41 van 51


vm : meesleursnelheid [m/s] vo : impactsnelheid van een scherf of brokstuk [m/s] v50 : impactsnelheid waarbij 50% van de scherven penetreert [m/s] x : maximale penetratiediepte [m] xch : opschuiving van de borstkas (inwaards) [m] ρo : luchtdichtheid bij atmosferische druk [kg/m3] ρ1 : luchtdichtheid in de schok- of drukgolf [kg/m3] Bovenvoegsels: x : geschaalde x x' : limietwaarde van x

december 2003

pagina 42 van 51


Bijlage I

Probitfuncties Met behulp van de probitfunctie: Pr = a + b*ln V (I-1) waarin Pr : de probit a en b : constanten V : een variabele kan afhankelijk van de waarde van de variabele V een percentage worden bepaald dat de kans op een bepaalde gebeurtenis aangeeft. In dit rapport is deze gebeurtenis in het algemeen het overlijden als gevolg van een van de explosie-effecten. Het percentage dat bij een bepaalde waarde van de probit Pr behoort, volgt uit Tabel I-1: Tabel I-1. Relatie tussen kansen en probits. % 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 -- 2,67 2,95 3,12 3,25 3,36 3,45 3,52 3,59 3,66 10 3,72 3,77 3,82 3,897 3,92 3,96 4,01 4,05 4,08 4,12 20 4,16 4,19 4,23 4,26 4,29 4,33 4,36 4,39 4,42 4,45 30 4,48 4,50 4,53 4,56 4,59 4,61 4,64 4,67 4,69 4,72 40 4,75 4,77 4,80 4,82 4,85 4,87 4,90 4,92 4,95 4,97 50 5,00 5,03 5,05 5,08 5,10 5,13 5,15 5,18 5,20 5,23 60 5,25 5,28 5,31 5,33 5,36 5,39 5,41 5,44 5,47 5,50 70 5,52 5,55 5,58 5,61 5,64 5,67 5,71 5,74 5,77 5,81 80 5,84 5,88 5,92 5,95 5,99 6,04 6,08 6,13 6,18 6,23 90 6,28 6,34 6,41 6,48 6,55 6,64 6,75 6,88 7,05 7,33 -- 0,0 0,1 0,3 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 99 7,33 7,37 7,41 7,46 7,51 7,58 7,65 7,75 7,88 8,09 I.1 Gehoorschade De probitfunctie voor het bepalen van de kans op trommelvliesbreuk:

∗+−=

5

ln54,19,12PrCPs (I-2)

december 2003

pagina 43 van 51


is bepaald aan de hand van de in Tabel I-2 vermelde waarden. Tabel I-2 Kans op trommelvliesbreuk. Kans Ps (N/m2) 1% 21,5*103 10% 42,8*103 50% 103,8*103 90% 240,4*103 De constanten a en b zijn bepaald met de drukken behorende bij de 50% en 90% kansen. I-2 Primair letsel door blast (longschade) De probitfunctie voor primair letsel door blast wordt afgeleid uit Figuur 3-2 (par. 3.1.1), welke weer is afgeleid van Bowen et al. [1968]. De 50% sterftecurve in Figuur 3-2 komt goed overeen met de volgende functie:

( )tt

tP 0161,0ln1064,117,4 3 +∗∗−= − (I-3)

Nader onderzoek leert dat deze probitfunctie gebruikt is om Figuur 3-2 te tekenen. Na bestudering van de originele figuren in Bowen et al. [1968] blijkt dat de andere curves in Figuur 3-2 afgeleid zijn van de 50% curve met behulp van een vaste ratio in druk. Tabel II Ratio van druk die een gegeven kans op overlijden geeft tengevolge van de primaire explosie verwonding Kans op overlijden Ratio van druk tot de druk die

50% kans geeft op overlijden Probit

Drempel voor letsel 1/5 - 1% 1/1,5 2,68 10% 1/1,25 3,72 50% 1 5,00 90% 1,25 6,28 99% 1,5 7,33 De constanten in vergelijking 11 (par. 3.1.1) waren bepaald met behulp van lineaire regressie op basis van de data punten in Tabel II (zonder de verwondingsgrens).

december 2003

pagina 44 van 51


I-3. Meesleureffecten Het bepalen van de meesleureffecten wordt gedaan met behulp van de maximale snelheid waarmee een mens door de explosiewind wordt meegesleurd. Onderscheid wordt daarbij gemaakt tussen impact van het hoofd en impact van het gehele lichaam tegen een star voorwerp. Voor beide gevallen zal een probitfunctie worden afgeleid. Gebruik wordt gemaakt van de grafieken uit Figuur 4-2 en Figuur 4-3 en de getallen uit Tabel 4-1 en Tabel 4-2 , waarbij aangehouden is dat het criterium: "bijna 100% kans" op overlijden, een kans van 99% betekent en dat het criterium "drempel", een kans van 1% betekent. Impact gehele lichaam Uitgegaan wordt van de lijn voor 50% overlijdenskans behorende bij een impactsnelheid van 16,5 m/s. Voor zeer grote waarden voor de impuls is nadert de druk Ps tot 7,38*103 Pa. Voor lage waarden voor de impuls is en drukken Ps kleiner dan 0,9 á 0,5*106 Pa kan de lijn benaderd worden door Ps*is = 1,3.109 Pa2.s. Wordt wederom gebruik gemaakt van een variabele S dan wordt deze bepaald door:

sss iPPS

*103,11038,7 93 ∗

+∗

= (21)

Voor de overlijdenskansen 1%, 50% en 99% krijgt S een gemiddelde waarde van respectievelijk 2,57; 1 en 0,38. Hiermee kunnen de constanten a en b voor de probitfunctie worden bepaald. Er volgt: Pr = 5 - 2,44*ln S (20) met S bepaald volgens (21) en geldend voor drukken Ps kleiner dan 0,4 á 0,5.106 Pa. Impact op het hoofd Voor zeer grote waarden voor de impuls is, nadert de druk Ps behorende bij een impactsnelheid van 5,5 m/s naar 2,43.103 Pa. Voor lage impuls en drukken kleiner dan 0,4 á 0,5.106 Pa geldt Ps*is is ongeveer 4.108 Pa2.s, zodat S bepaald wordt door:

sss iPPS

*1041043,2 83 ∗

+∗

= (19)

De gemiddelde waarden voor S voor de kansen 1% en 99% zijn resp. 1,45 en 0,80. Hieruit volgt: Pr = 5 - 8,49*ln S (18) Met S volgens (19) en geldend voor drukken Ps kleiner dan 0,4 á 0,5.106 Pa.

december 2003

pagina 45 van 51


I-4 Brokstukken en scherven Voor het bepalen van de probitfunctie wordt gebruik gemaakt van Figuur 5-4. Het blijkt niet mogelijk te zijn om tot één algemene probitfunctie voor de uitwerking van scherven en brokstukken te komen. Daarom zal voor ieder van de drie gebieden voor de fragmentmassa's waar een criterium maatgevend is, een probitfunctie worden bepaald. Uitgaande van het criterium: "schedelbasisfractuur" worden de probitfuncties zodanig bepaald dat deze op elkaar aansluiten. m > 4,5 kg: Voor de impact van een brokstuk tegen het menselijk hoofd wordt voor de variabele V in (I-1) de impactsnelheid vo aangehouden. De impactsnelheid vo waarbij 1% schedelbasisfractuur optreedt bedraagt 4,5 m/s. Bij een overlijdenskans van 99% hoort een snelheid vo van 7,0 m/s. De probitfuncties voor fragmentmassa's groter dan 4,5 kg wordt bepaald door: Ps = - 13,19 + 10,54*ln vo (27) 0,1 < m < 4,5 kg Het criterium voor de impact van een brokstuk wordt bepaald door de kinetische energie. Voor de hand ligt dan ook om voor de variabele V in (Bijlage I-1) de kinetische energie ½m*vo

2 te gebruiken. Om aansluiting te krijgen met de probitfunctie voor schedelbasisfractuur voor een fragmentmassa van 4,5 kg moet voor de overlijdenskansen 1%, 50% en 99%, waarden van de kinetische energie worden aangehouden van respectievelijk 46,71 en 110 J. Deze waarden komen op bevredigende wijze overeen met de gegeven criteria voor brokstukken. Voor fragmentmassa's tussen 0,1 en 4,5 kg kan de volgende probitfunctie worden bepaald: Pr = - 17,56 + 5,30*ln (½m*vo

2) (28) m < 0,1 kg De in Figuur 5-4 gegeven lijnen voor scherven behoren allen bij een snelheid waarbij 50% van de bepaalde scherf penetreert. Om aansluiting te krijgen met de 50% waarde voor brokstukken moet de fragmentsnelheid bij een massa van 0,1 kg gelijk zijn aan 37,7 m/s. De v50 voor een scherf met een massa m van 0,01 kg en K = 2370 is gelijk aan 37,1 m/s. Deze waarden blijken goed overeen te stemmen. Een lijn evenwijdig aan de criteria voor scherven met een massa tussen 0,001 en 0,1 kg wordt gegeven door: S = m*vo

5,115 (30) Voor de 1%, 50% en 99% waarden van S geldt respectievelijk: S = 3,78*106; 11,55*106 en 35,32*106. De probitfunctie die hiermee bepaald wordt is: Pr = -29,15 + 2,1*ln S (29)

december 2003

pagina 46 van 51


en is geldig voor scherfmassa's tussen 0,001 kg en 0,1 kg. I-5 Glasscherven Uit experimenten waarbij de gereflecteerde piekoverdruk van de schokgolf een factor twee groter was dan de dynamische bezwijkbelasting van de beproefde ruiten bleek dat op 1,75 m achter de ruit een kans op schedelbreuk bestond van 94% [18]. Afhankelijk van de ruitafmetingen kan de statische bezwijkbelasting Pst worden berekend. Afhankelijk van de verhouding faseduur van de belasting en de eigentrillingstijd van de ruit wordt een dynamische belastingfactor (DLF, dynamic load factor) berekend (Pst en DLF te berekenen met behulp van gegevens uit deel 2B "Effecten van explosie op constructies"). De dynamische bezwijkbelasting is gelijk aan Pst/DLF. De op de ruit uitgeoefende belasting P wordt eveneens bepaald met behulp van gegevens uit deel 2B "Effecten van explosie op constructies". Uit [18] bleek 94% kans op schedelbreuk voor

2=

DLFPPst

Indien wordt aangenomen dat 1% schedelbreuk optreedt bij

1=

DLFPPst

ervan uitgaande dat de mens ten gevolge van de schedelbreuk zal overlijden is de volgende probit-functie afgeleid:

stPPDLF ∗

+= ln*38,367,2Pr (32)

waarmee de kans op overlijden kan worden bepaald voor een persoon die zich op 1,75 m achter de ruit bevindt en die aan het hoofd wordt getroffen.

december 2003

pagina 47 van 51


In deel 2B "Effecten van explosie op constructies" wordt de kans gegeven op het falen van een raam met een willekeurige grootte en oriëntatie. Dit is afgeleid in Bijlage IV van dat deel. Wanneer een raam faalt moet zijn statische faaldruk gelijk zijn geweest aan de piekoverdruk gedeeld door de dynamische

belastingsfactor: ( ) 1=∗DLFPP

st

. Dit betekent dat de drukken waarbij ( ) 2=∗DLFPP

st

twee keer

zo groot zijn als bij ( ) 1=∗DLFPP

st

. In Tabel III staan de kansen voor deze drukken.

Tabel III Kans op het falen van het raam en schedelletsel door de impact van glasscherven Piekoverdruk [kPa] ( )DLFP

P

st ∗

Kans (%) Kans op schedelletsel (%)

Totale kans op sterfte (%)

2 1 1 1 1*10-4

4 2 1 94 0,94 5 1 50 1 0,5 10 2 50 94 47 Er kan een probitfunctie afgeleid worden uit deze punten met behulp van een lineaire fit. Deze functie luidt als volgt:

∗+−=

5

ln20,27,15PrCPs (33)

december 2003

pagina 48 van 51


Bijlage II Nauwkeurigheid van modellen voor bepaling van uitwerking van explosies op mensen

Voor de uitwerking van explosies op mensen zijn probitfuncties opgesteld voor het bepalen van de kans op overlijden ten gevolge van:

1. longschade (10) en (11) 2. impact op het hoofd (17) en (18) 3. impact op het gehele lichaam (19) en (20) 4. impact door scherven en brokstukken (26) t/m (30)

Ook is een probitfunctie opgesteld voor het bepalen van de kans op gehoorschade. 1. Longschade Parameters in de probitfunctie zijn enerzijds de druk en impuls die door de blast op het lichaam wordt uitgeoefend en anderzijds de massa van het lichaam. In de druk en impuls die in rekening moeten worden gebracht zijn: reflectie en omstroming reeds ingecalculeerd. De nauwkeurigheid waarmee de druk of impuls worden bepaald ter plaatse van de positie van een object (mens of constructie) is moeilijk te bepalen. Uitgegaan wordt van ideale situaties waarbij de blast zich ongestoord kan voortplanten. Zelfs dan kunnen er aanzienlijke variaties in de voorspellingen optreden. Er zijn diverse diagrammen bekend waarmee voor de explosie van springstoffen de druk op een bepaalde afstand kan worden bepaald. Onderlinge verschillen van 50% kunnen optreden. Het druk-impuls-diagram van longschade is opgesteld met behulp van dierproeven. Variatie in proefresultaten is niet bekend. Bij de mogelijke druk-impuls-combinaties is een drukgebied te onderscheiden, waar de druk maatgevend is voor de uitwerking en een impulsgebied, waar de impuls maatgevend is. Het impulsgebied wordt begrensd door P > 20 en het drukgebied wordt begrensd door

10>i 31

21

kg

sPa

De drukafhankelijkheid van de kans op overlijden in het drukgebied wordt gegeven door: Kans (%) P 10 3,4 50 4,2 90 5,4 De impulsafhankelijkheid van de kans op overlijden in het impulsgebied wordt gegeven door: kans (%) i 10 1,1 50 1,3 90 1,7 De massa van het lichaam heeft alleen invloed op de geschaalde impuls en de invloed is dan ook het

december 2003

pagina 49 van 51


grootst in het impulsgebied. Een variatie van de massa van 10 kg t.o.v. 70 kg doet de geschaalde impuls variëren met ± 5%. De geschaalde impuls voor 50% schade varieert dan tussen 1,24 en 1,37 waardoor de kans op overlijden varieert van 39 tot 62%. Hierbij moet worden opgemerkt dat het criterium is afgeleid voor schokgolven. Bij gasexplosies zullen drukgolven ontstaan. De effecten zullen minder zijn. 2. Impact op het hoofd Afhankelijk van de piekoverdruk en impuls van de ongestoorde blast wordt de maximale snelheid bepaald waarmee het hoofd tegen een obstakel botst. Over de onbekendheid van variatie in druk en impuls is in het bovenstaande al ingegaan. De nauwkeurigheid van de snelheidsbepaling is niet bekend. Ook de variatie in proefresultaten is niet bekend. Bij de probitfunctie zijn geen druk- of impulsgebieden aan te geven. Om de invloed van variatie in druk en impuls aan te geven wordt uitgegaan van een overdruk van 5*104 Pa en een impuls van 8*103 Pa.s. De kans op overlijden bedraagt 35%. Een variatie van de druk met 25% varieert de kans tussen 1 en 56%. Een variatie in de impuls van 25%, varieert de kans tussen 1 en 92%. 3. Impact op het gehele lichaam De onzekerheden genoemd in de voorgaande paragraaf gelden ook hier. Alleen in de variatie van de kans op overlijden bij een bepaalde impactsnelheid geeft Figuur 4-1 enig inzicht. De variatie blijkt groot. De combinatie van een druk 5*104 Pa en een impuls van 2*104 Pa.s levert een kans op overlijden van 18%. Een variatie in druk van 25% varieert de kans van 5 tot 37%. Een variatie in impuls van 25%, varieert de kans tussen 6 en 34%. 4. Impact door scherven en brokstukken Voor de uitwerking van impact van scherven en brokstukken tegen het lichaam zijn drie probitfuncties afgeleid (26 t/m 30). De kans op overlijden hangt daarbij af van de massa en snelheid van het brokstuk. Alleen voor uitwerking van scherven is,de spreiding in proefresultaten bekend (Figuur 5-2). Een spreiding van 10 à 15% in de v50 blijkt op te treden. De volgende tabel geeft een voorbeeld van de invloed van een spreiding van 15% in de trefsnelheid voor de probitfunctie voor massa's tussen 0,001 en 0,1 kg (29) en (30). m(kg) v (m/s) kans (%)

60 50 69 95

0,01

51 6 45 67 52 98

0,05

38 9 Van de overige twee probitfuncties is weinig over de gevoeligheid van proefresultaten te vermelden daar deze op grond van zeer globale criteria zijn opgesteld. Om toch enig inzicht in de gevoeligheid te verkrijgen is uitgegaan van een spreiding van 15% in de trefsnelheid. Een kans van 50% op overlijden na getroffen te zijn door een brokstuk van 1 kg bestaat indien dat brokstuk een snelheid heeft van 11,9

december 2003

pagina 50 van 51


m/s. Een snelheidsvariatie van 15% varieert de kans van 5% tot 93%. Een snelheidsvariatie van 15% heeft voor brokstukken met een massa groter dan 4,5 kg de volgende invloed. Een overlijdenskans van 50% bestaat bij een trefsnelheid van 5,6 m/s. Is de snelheid 6,5 m/s dan bedraagt de kans 99% en indien de snelheid 4,8 m/s bedraagt is de kans 4%. 5. Gehoorschade De kans op trommelvliesbreuk hangt alleen af van de overdruk (Figuur 3-6 Trommelvliesbreuk als functie van de overdruk, ref. [3].). In de figuur staat geen spreiding aangegeven. Een kans van 50% bestaat bij een druk van ongeveer 105 Pa. Een verdubbeling of halvering van deze druk verandert de kans tot 84% en 13%.

december 2003

pagina 51 van 51


Bijlage III Probitfuncties voor diverse letselsoorten

De probitfunctie voor dodelijke verwondingen door primaire effecten schokgolf is:

Vln7,50,5Pr ∗+= (11a) ( )tt

tPV

0161,0ln1064,117,4 3 +∗∗−=

− (11b)

De probitfunctie voor trommelvliesbreuk is:

∗+−=

5

ln54,19,12PrCPs C5 = 1 Pa (12)

De probitfunctie voor overlijden na impact hoofd is: (Ps < 5*105 Pa)

Sln49,80,5Pr ∗−= (17) sss lPP

S∗

∗+

∗=

83 1041043,2 (18)

De probitfunctie voor overlijden na impact lichaam is:

Sln44,20,5Pr ∗−= (19) sss lPP

S∗∗

+∗

=93 103,11038,7

(20)

De probitfunctie voor overlijden door brokstukken is: m > 4,5 kg ovln54,1019,13Pr ∗+−= (26)

0,1 < m < 4,5 kg Sln30,556,17Pr ∗+−= (27) 2

21

ovmS ∗= (28)

0,001 < m < 0,1 kg Sln10,215,29Pr ∗+−= (29) 115,5ovmS ∗= (30)

De probitfunctie voor overlijden aan schedelbasisfractuur veroorzaakt door glasscherven is:

(positie achter ruit)

∗∗+=

stPPDLFln38,367,2Pr (31)

De probitfunctie voor overlijden door glasscherven veroorzaakt door drukgolf is:

(schatting raakkans ~ 5%)

∗+−=

5

ln20,27,15PrCPs C5 = 1 Pa (32)


Deel 2B:Effecten van explosie op constructies

december 2003

pagina 2 van 113

PGS 1, Deel 2B: Effecten van explosie op constructies

Samenvatting 4

Summary 4

1 Inleiding 5

2 Identificatieschema 6

3 Drukeffecten ten gevolge van een explosie: Blast 10

4 Interactie tussen blast en constructie 13 4.1 Reflectie 13 4.2 Dynamische druk als gevolg van luchtverplaatsing 16 4.3 Belasting op een reflecterend vlak 18 4.4 Belasting op een constructie 19 4.5 Voorbeeld 20

5 Respons van constructies op belasting veroorzaakt door explosie 23 5.1 Dynamische belasting 23 5.2 Vereenvoudigde weergave van de constructie 24 5.2.1 Eén-massaveersysteem 25 5.2.2 Eigenfrequentie 26 5.2.3 Veerkarakteristiek 27 5.3 Maximale verplaatsing, dynamische belastingsfactor 28 5.4 Druk-impulsdiagrammen voor constructies 29

6 Bepaling van benodigde grootheden 34 6.1 Statische sterkte 34 6.1.1 Veiligheidsfactoren 35 6.1.2 Windbelasting 35 6.2 Eigenfrequentie 39 6.2.1 Empirische formules 40 6.2.2 Methode van Rayleigh 41 6.2.3 Bepaling van de eigenfrequentie uit de statische vervorming 42 6.2.4 Voorbeeld 43 6.3 Ductiliteit 45

7 Glas 47 7.1 Methode voor sterktebepaling van ruiten 47 7.2 Voorbeelden 49

8 Fragmenten en brokstukken 51 8.1 Inleiding 51 8.2 Methoden voor het berekenen van de schade en kans op sterfte door projectielen 51 8.3 Relaties voor penetratie van beton 54


december 2003

pagina 3 van 113


8.4 Relaties voor penetratie van staal 56

9 Schadecriteria 57 9.1 Empirische data 57 9.2 Schadecriteria en probitfuncties 64 9.2.1 Woningen 65 9.2.2 Flatgebouwen hoger dan vier verdiepingen 66 9.2.3 Industriële installaties 67 9.2.4 Ruitbreuk 67 9.3 Voorbeelden 67

10 Conclusies en aanbevelingen 74

Literatuurreferenties 75

Lijst van gebruikte symbolen 79

Bijlage I Eén-massa-veersysteem. 82

Bijlage II Methode van Rayleigh. 87

Bijlage III Vergelijking van de schadecriteria van Jarret met experimenten op ware grootte. 89

Bijlage IV Probitfuncties. 91

Bijlage V Nauwkeurigheid van modellen voor de bepaling van de uitwerking van explosies op constructies 95

Bijlage VI Afgeleide van een methode om de dynamische faaldruk te bepalen voor glazen ramen 99

Bijlage VII Overzicht probitrelaties 111

december 2003

pagina 4 van 113


Samenvatting

Met behulp van de in dit rapport gegeven methode kan de uitwerking van blast op constructies worden bepaald. Ingegaan wordt op het verschijnsel blast (schok- of drukgolf) en de interactie van de blast met een constructie. De belasting op een constructie wordt bepaald. Door vereenvoudigde weergave van de constructie tot een één-massaveersysteem kan de dynamische respons op deze belasting worden bepaald. Zijn van de constructie de statische sterkte, ductiliteit en eigenfrequentie bekend dan kan de eventuele schade worden bepaald. Naast deze analytische benadering wordt ook een empirisch bepaald druk-impulsdiagram gegeven waarmee de schade kan worden bepaald. Een methode om de sterkte van ruiten te berekenen wordt gegeven. Probitfuncties worden afgeleid, waarmee de kans op een omschreven schadeniveau kan worden afgeschat. Tenslotte worden voorbeelden gegeven ter toelichting van de bepaling van de benodigde parameters. Summary

In this report a method is given with which the effect of blast on constructions can be determined. The phenomenon of blast and the interaction between blast and a structure are examined. The load on a structure is determined. Schematization of the structure to a one-mass-spring system makes it possible to determine the dynamic response resulting from this load. If the static strength, the ductility ratio and the natural frequency of the structure are known the possible damage can be determined. Besides this analytical approach, also an empirical pressure-impulse diagram is presented with which the damage can be determined. A method to calculate the strength of window panes is presented. Probit functions are derived with which the probability of a defined damage level can be calculated. Examples are given to illustrate the determination of the parameters required.

december 2003

pagina 5 van 113


1 Inleiding

In dit document wordt een methode gegeven waarmee de schade aan constructies kan worden bepaald die ontstaat als gevolg van een explosie. Dit document betreft een herziening van rapport PML 1988-C-74, voormalig hoofdstuk 2 van CPR 16. Bij een explosie treden een aantal effecten op. Het exploderende materiaal of mengsel wordt vrijwel instantaan omgezet in reactieproducten met een zeer hoge temperatuur en druk. In de omgeving treedt een schok- of drukgolf op die blast wordt genoemd. Deze blast zal zich met hoge snelheid door de omringende lucht voortplanten. Tevens wordt er druk op de bodem uitgeoefend, waardoor er eveneens een grondschok ontstaat die zich door de grond voortplant. De gronddruk kan zo hoog zijn dat er een krater ontstaat. Vindt de explosie in een gebouw plaats dan zullen brokstukken met hoge snelheid ontstaan. Door de impact van deze brokstukken en door blast kunnen weer andere brokstukken ontstaan. Niet alle effecten zullen zich bij iedere explosie voordoen. Voor de bepaling van schade aan constructies zijn voornamelijk de blast en de brokstukken van belang. Veel onderzoek is verricht naar de kwantificering en uitwerking van blast. Minder is bekend over de schade die fragmenten en brokstukken kunnen veroorzaken. Alhoewel het gele boek (PGS 2) [53] methoden geeft om snelheid, (vlieg)bereik en distributie van fragmenten te berekenen, moet de gebruiker zich realiseren dat deze methoden aanzienlijk minder nauwkeurig zijn dan de methoden om effecten van blast te bepalen. Hier komt nog bij dat het effect van een inslag alleen makkelijk voorspeld kan worden voor massieve projectielen.

december 2003

pagina 6 van 113


2 Identificatieschema

Aan de hand van het identificatieschema, dat is weergegeven in Figuur 1, kan de bepaling van de gevolgen van een explosie voor constructies worden toegelicht. De nummers in het schema verwijzen naar onderstaande toelichting. Ad 1. De effecten die schade kunnen veroorzaken aan constructies die zich niet in de directe omgeving van de explosie bevinden, zijn blast en brokstukken. Een berekeningswijze voor de schade die brokstukken/projectielen aan constructies kunnen veroorzaken is gegeven in hoofdstuk 8. Ad 2. De blastparameters zijn afhankelijk van de afstand van een constructie tot het explosiepunt. Op het bepalen van de waarden ervan wordt in dit rapport niet ingegaan. Bekend verondersteld worden; golfvorm, aankomende piekoverdruk Ps en de positieve faseduur tp (welke zijn te bepalen aan de hand van bijvoorbeeld [30]). Een vereenvoudigde voorstelling van de blast wordt in hoofdstuk 3 beschreven. Ad 3. Afhankelijk van het type constructie worden methoden aangereikt om de schade t.g.v. blast te kunnen bepalen. Ad 4a. Voor gebouwen worden naast ruitbreuk nog vijf schadeniveaus onderscheiden. Omschrijvingen van de bij deze niveaus te verwachten schade worden in hoofdstuk 9 gegeven. Ad 4b. Gegevens van opgetreden schade bij industriële installaties zijn zeer beperkt. Een algemene onderverdeling in schadeniveaus wordt niet gegeven. Industriële gebouwen kunnen bij de andere constructietypen 1 en 2 worden ingedeeld. Vastgestelde schadeniveaus met bijbehorende piekoverdrukken (empirische data) zijn weergegeven in paragraaf 9.1, Figuur 9-1, Figuur 9-2, Tabel 9-3 en Tabel 9-5. Ad 5 Bij het bepalen van de kans op instorting wordt onderscheid gemaakt naar het type gebouw. Het in hoofdstuk 9 gegeven empirische druk-impuls diagram is alleen opgesteld voor woongebouwen lager dan 4 verdiepingen. De kans op instorting voor gebouwen hoger dan 4 verdiepingen kan bepaald worden door een vereenvoudigde weergave van de constructie tot een één-massa-veersysteem. In hoofdstuk 5 wordt nader op deze vereenvoudigde weergave ingegaan. Ad 6. In hoofdstuk 7 wordt nader ingegaan op de sterktebepaling van glas. Enerzijds worden globale waarden voor de druk gegeven waarbij ruiten in het algemeen zullen bezwijken. Anderzijds wordt een methode gegeven om voor een gegeven ruit de gemiddelde statische bezwijkbelasting te bepalen. Deze statische sterkte is van belang voor het bepalen van de dynamische sterkte volgens de in hoofdstuk 5 gegeven methode.

december 2003

pagina 7 van 113


Ad 7. Om met behulp van het één-massa-veersysteem een schade te kunnen berekenen, moeten enerzijds gegevens van de belasting op de constructie en anderzijds gegevens van de constructie zelf bekend zijn. In hoofdstuk 4 wordt nader ingegaan op de interactie van de blast en constructie, waarbij begrippen als dynamische druk als gevolg van luchtverplaatsing en reflectie aan de orde komen. Ook wordt in hoofdstuk 4 de belasting op een constructie ten gevolge van blast gekwantificeerd. De bepaling van de benodigde gegevens van de constructie gebeurt in hoofdstuk 6. Benodigd zijn de eigenfrequentie, de ductiliteit en de statische sterkte voor een in de richting van blast aangebrachte belasting. Ad 8. Indien de benodigde gegevens bekend zijn, kan aan de hand van in hoofdstuk 9 vermelde criteria een indruk van de te verwachten schade worden verkregen. Voor vijf schadeniveaus wordt een empirisch afgeleid druk-impulsdiagram gegeven. Tevens worden (probit)functies gegeven waarmee het optredende schadeniveau kan worden bepaald. Voor gebouwen hoger dan 4 verdiepingen zijn in hoofdstuk 9 probitfuncties gegeven waarmee de kans op instorting kan worden bepaald. In hoofdstuk 5 worden twee analytisch afgeleide druk-impuls diagrammen gegeven die afhankelijk van de golfvorm (schokgolf of drukgolf) toegepast kunnen worden voor de berekening van de dynamische sterkte van constructies of constructieonderdelen zoals muren en ruiten. In hoofdstuk 9 wordt een tabel gegeven waarin voor onderdelen van industriële constructies wordt aangegeven welke schade bij bepaalde drukken is opgetreden. Om het schadeniveau te kunnen bepalen en de kans op instorting af te kunnen schatten zijn (probit)functies afgeleid. Deze zijn in hoofdstuk 9 verzameld. Ad. 9 Een berekeningswijze voor de schade die brokstukken/projectielen aan constructies (staal of beton) kunnen veroorzaken is gegeven in hoofdstuk 8.

december 2003

pagina 8 van 113


Uitwerking explosie

Effecten

Belasting eigenfrequentie statische sterkte

ductiliteit

Blast -parameters

Gebouwen tot 4 verdiepingen

type = 1

Type = 2

Schade

Overige schade

3

2

1

4b 4a

J

N

5N

J

8

7

6

Type constructie

Schade Schade

Gebouwen hoger dan 4 verdiepingen type = 2

Industriële installaties type = 3

Instorting Ruitbreuk Overige schade

Globale indruk

Functies voor schadeniveau empirisch pi

diagram

Probitfuncties analytisch pi

diagram

Vuistregels

Probitfunctie

Vuistregels

Empirische data

Brokstukken (Zie volgende

pagina)

Blast

december 2003

pagina 9 van 113


Figuur 2-1 Identificatieschema.

Brokstukken / projectielen

Type constructie

Beton

‘Scabbing’

Staal

Penetratie

Type schade

Formules

projectiel -parameters

9

december 2003

pagina 10 van 113


3 Drukeffecten ten gevolge van een explosie: Blast

Voor een beschrijving van explosies en berekening van drukeffecten wordt verwezen naar het gele boek, PGS 2 [53]. Eén van de effecten van een explosie is de plotselinge drukverhoging. Deze drukverhoging zal zich in de vorm van een golf van het explosiepunt afbewegen. De vorm van de golf hangt in belangrijke mate af van het type en de grootte van de explosie en de afstand tot het explosiepunt. Bij explosies veroorzaakt door een verbrandingsproces kunnen deflagraties en detonaties worden onderscheiden. Bij een gasexplosie zal meestal een deflagratie ontstaan. Hierbij veroorzaakt een ontstekingsbron een vlamfront in de gaswolk waardoor de temperatuur zeer snel stijgt en er als gevolg van de expanderende gassen een drukopbouw plaatsvindt. De maximale druk wordt na een bepaalde tijd bereikt, de zogenaamde stijgtijd. De karakteristieke vorm van de bij een deflagratie horende drukopbouw wordt ook wel drukgolf genoemd. Figuur 3-1b geeft hiervan een voorbeeld. Stijgtijd en vorm van de drukgolf worden door het deflagratieproces zelf bepaald. Een detonatie zal voornamelijk het gevolg zijn van het exploderen van explosieven maar kan ook ontstaan bij zeer krachtige gasexplosies. Bij een detonatie vindt de drukverhoging instantaan plaats, dus zonder enige stijgtijd. Figuur 3-1a geeft een voorbeeld van de typische vorm van de luchtschok op een bepaalde plaats afkomstig van een detonatie. Deze vorm wordt schokgolf genoemd. Blast wordt gebruikt als algemene term voor schok- en drukgolven.

Figuur 3-1 Karakteristieke vorm van het druk-tijdverloop van a: een schokgolf en b: een drukgolf.

Bij een schok- of drukgolf zal de maximale drukverhoging, de piekoverdruk Ps, binnen een bepaalde tijd, volgens een bepaald verloop, afnemen tot nul. Deze tijdsduur wordt de "positieve faseduur" tp

december 2003

pagina 11 van 113


genoemd. Na deze tijdsduur waarin een drukverhoging aanwezig is, volgt bij een schokgolf nog een periode waarbij een drukverlaging ten opzichte van de omgevingsdruk optreedt. De maximale drukverlaging speelt over het algemeen geen grote rol omdat deze relatief geleidelijk plaatsvindt en de maximale waarde over het algemeen laag is ten opzichte van de piekoverdruk. De negatieve fase is dan ook vaak verwaarloosbaar. De snelheid U waarmee het front van de schokgolf zich voortplant, hangt af van de piekoverdruk Ps. Bij kleine waarden voor Ps is deze snelheid gelijk aan de voortplantingssnelheid van geluid door lucht (± 340 m/s). Naarmate de afstand tot het explosiepunt toeneemt, zal de piekoverdruk en dus de voortplantingssnelheid afnemen. Behalve door de alzijdige overdruk in een schok- of drukgolf worden deze ook gekenmerkt door een luchtverplaatsing die voor een ongestoorde golf dezelfde richting heeft als de voortplantingsrichting van het golffront. De snelheid us van de luchtdeeltjes hangt eveneens af van de overdruk in de golf. De maximale overdruk in een drukgolf bevindt zich niet ter plaatse van het golffront. De luchtdeeltjes achter het golffront hebben zodoende een grotere snelheid dan de deeltjes in het front. Hierdoor kan na enige tijd de drukgolf overgaan in een schokgolf. Naast piekoverdruk en faseduur wordt de druk- of schokgolf ook gekarakteriseerd door de zogenaamde "positieve impuls", is of kortweg impuls. Deze is gedefinieerd als het oppervlak onder de druk-tijd curve volgens:

( )dtptPipt

ss ∫ −= 0)( (1)

waarin: is = (positieve) impuls [Pa*s] Ps = piekoverdruk [Pa] P0 = atmosferische druk [Pa] t = tijd [s] Een veel toegepaste vereenvoudiging van het druk-tijd verloop van een schok- of drukgolf bestaat uit het benaderen van de drukverandering door rechte lijnen zoals weergegeven in Figuur 3-2. Kenmerkend voor de blast zijn dan:

- de vorm: schok- of drukgolf - de piekoverdruk PS - de faseduur tp - de impuls, in beide gevallen gelijk aan: is = ½*PS*tp (2)

In het vervolg van dit rapport zal de schematisering voor de blast als in Figuur 3-2 weergegeven worden aangehouden.

december 2003

pagina 12 van 113


Figuur 3-2 Schematische weergave van het druk-tijd verloop voor a: een schokgolf, b: een drukgolf.

december 2003

pagina 13 van 113


4 Interactie tussen blast en constructie

Indien de blast een constructie of in het algemeen een obstakel treft, dan wordt de blast plaatselijk verstoord. Door deze verstoring is de belasting op het obstakel niet gelijk aan het druk-tijd verloop van de ongestoorde blast, maar zal een complexere vorm aannemen afhankelijk van de grootte en de vorm van de constructie. In Figuur 4-1 (op de volgende pagina) is schematisch weergegeven op welke wijze de blast om een constructie heenloopt. Hierin worden vier stadia onderscheiden:

a) Het golffront bevindt zich voor de constructie en is nog niet verstoord. b) Het golffront bevindt zich ter plaatse van de constructie. Er treedt reflectie op en een

ontlastende golf wordt gevormd. c) De blast omstroomt de constructie. d) Het golffront is de constructie gepasseerd.

4.1 Reflectie

In eerste instantie zal de golf reflecteren tegen de constructie en de gereflecteerde golf zal zich in tegengestelde richting gaan voortbewegen. Het vlak waartegen de golf reflecteert, wordt belast met de overdruk Pr van de gereflecteerde golf die hoger is dan de overdruk Ps van de aankomende golf. De verhouding van de gereflecteerde en aankomende overdruk wordt de reflectiecoëfficiënt (rc) genoemd:

s

r

PP

rc = (3)

De waarde van deze coëfficiënt hang af van:

a) de invalshoek αi van het golffront op het reflecterende vlak; Deze varieert van 0° bij loodrechte reflectie, tot 90° in het geval van een langsstromende golf.

b) de overdruk; Is de overdruk gering ten opzichte van de atmosferische druk po dan is

de reflectiecoëfficiënt onafhankelijk van de overdruk. De coëfficiënt neemt toe bij toenemende overdruk. c) het type golf;

Een schokgolf gedraagt zich bij reflectie anders dan een drukgolf. De waarde van de reflectiecoëfficiënt is als functie van de invalshoek voor verschillende waarden van de overdruk gegeven in Figuur 4-2.

december 2003

pagina 14 van 113


Figuur 4-1 Schematisch weergave van de verstoring van blast door een constructie (overgenomen uit [18])

december 2003

pagina 15 van 113


Figuur 4-2 De reflectiecoëfficiënt als functie van de invalshoek αi voor verschillende waarden van Ps. Overgenomen uit [1].

rc

rc

december 2003

pagina 16 van 113


De loodrechte gereflecteerde overdruk voor een schokgolf kan worden berekend met de volgende formule:

( )( ) os

ssr pP

PPP

∗∗+∗−∗+

+∗=γγ

γ21

12

2

(4)

waarin: γ = Cp / Cv [-] Cp = de soortelijke warmte bij constante druk [J/(kg*K)] Cv = de soortelijke warmte bij constant volume [J/(kg*K)] Wordt voor lucht aangehouden dat γ = 1,4 dan volgt uit (4) voor lage overdrukken een reflectiecoëfficiënt gelijk aan twee, terwijl voor hoge drukken een limietwaarde gelijk aan acht uit (4) volgt. Bij hoge drukken blijft de waarde voor γ niet constant zodat een bovengrens van de reflectiecoëfficiënt niet met (4) is te bepalen. Volgens [2] vermelden sommige bronnen maximale waarden tot twintig. Bij de reflectiefactoren voor schokgolven (Figuur 4-2a) blijkt dat bij bepaalde hoeken, de gereflecteerde druk hoger wordt dan die bij loodrechte reflectie. Deze verhoogde reflectiefactoren blijken een gevolg te zijn van theoretische afleidingen. Uit experimenten [35] en [36] blijkt dat, ondanks pogingen daartoe, deze pieken niet konden worden aangetoond. Voor eenvoudige berekeningen kan dan ook van de gestippelde waarden in Figuur 4-2a worden uitgegaan voor de bepaling van de reflectiefactoren, zoals ook in [37] al werd voorgesteld.

4.2 Dynamische druk als gevolg van luchtverplaatsing

In hoofdstuk 2 is al vermeld dat blast, behalve met een drukverhoging, eveneens gepaard gaat met een luchtverplaatsing in de richting van de golfvoortplanting. Deze luchtverplaatsing, ook wel explosiewind genoemd, oefent een extra belasting uit op een reflecterend vlak. De druk Q ten gevolge van de luchtverplaatsing wordt beschreven door:

( ) ( )2

21 tutQ ss ∗= ρ (5)

met ρs : de luchtdichtheid in de golf [kg/m3] us(t) : de deeltjessnelheid [m/s] De druk Q kan op eenvoudiger wijze uit de aankomende druk Ps worden bepaald volgens:

s

s

PpP

Q+

∗=0

2

725

(6)

De dynamische druk QD op een constructie is gelijk aan:

december 2003

pagina 17 van 113


QCQ DD ∗= (7)

waarin CD de zogenaamde "drag" coëfficiënt voorstelt die afhangt van de vorm van de constructie. Voor een aantal vormen wordt in tabel 3.1 een waarde voor CD gegeven.

Tabel 4-1 CD coëfficiënten (overgenomen uit [2])

december 2003

pagina 18 van 113


4.3 Belasting op een reflecterend vlak

Door de verstoring van de aankomende golf ontstaan aan de randen van een reflecterend vlak plaatselijk grote drukverschillen. Een gevolg hiervan is dat er een ontlastende golf gaat lopen vanaf de randen langs het vlak waartegen reflectie optreedt (Figuur 4-1). Vanwege deze ontlastende golf neemt de druk op het vlak van de gereflecteerde druk af tot een waarde die gelijk is aan de op dat moment ter plaatse van het vlak heersende druk van de aankomende golf plus de dynamische druk. Met behulp van reflectie- en dynamische druk kan de belasting op een eindig reflecterend vlak worden bepaald. Figuur 4-3 geeft een voorbeeld van de belasting op een reflecterend vlak dat door een schokgolf wordt getroffen. De drukafname is ter vereenvoudiging met rechte lijnen weergegeven.

Figuur 4-3 Schematische weergave van het druk-tijd verloop op een eindig reflecterend vlak.

De tijd ts waarin de gereflecteerde druk afneemt tot de aankomende plus dynamische druk is te bepalen met:

USts

3= (uit [1]) (8)

waarin U de snelheid van het golffront is en S een karakteristieke afmeting van het vlak. De snelheid U wordt bepaald met:

o

so p

PcU

76

1+= (9)

waarin co de voortplantingssnelheid van geluid in lucht is bij de atmosferische druk po (+ 340 m/s). Voor een gebouw met een gevel met hoogte H en breedte B moet voor S de kleinste waarde van ½ B en H genomen worden. Vergelijking (8) is overgenomen uit [l] en is volgens deze referentie in vergelijking met experimenten een goede benadering. Bij een drukgolf zal de ontlastende golf eveneens voorkomen. Vanwege de geleidelijke drukopbouw bij

december 2003

pagina 19 van 113


een drukgolf zal op een eindig vlak de gereflecteerde druk zodanig worden ontlast dat de resulterende druk niet hoger wordt dan de aankomende plus de dynamische druk.

4.4 Belasting op een constructie

Bij de interactie van een golf met een voorwerp of constructie kan onderscheid worden gemaakt tussen drie uiterste gevallen, zie Figuur 4-4.

Figuur 4-4 Uiterste vormen van belasting op een constructie

In geval a loopt de golf onbelemmerd over een groot vlak heen en is de belasting op het vlak gelijk aan de overdruk in de aankomende golf. In geval b botst de golf loodrecht tegen een vlak van zeer grote afmetingen, zodat de ontlasting vanaf de rand geen rol speelt. Nu is de belasting gelijk aan de overdruk in de gereflecteerde golf. In geval c is er sprake van een voorwerp met kleine afmetingen. Het ontlasten gaat hier zo snel dat de reflectie buiten beschouwing kan worden gelaten. Verder is het drukverschil op voor- en achterkant zo gering dat de belasting alleen bestaat uit de dynamische druk. Bij constructies zal over het algemeen sprake zijn van een combinatie van de drie belastinggevallen. In ref. [2, 13, 18] wordt nader ingegaan op de bepaling van de belasting op een aantal constructievormen. Hier zal alleen de belasting op een dichte doosvormige constructie worden beschouwd volgens Figuur 4-1 met afmetingen H, B en L. De belasting op de voorzijde wordt bepaald met de in paragraaf 4.3 beschreven methode. De belasting op de overige vlakken: boven-, zij- en achtervlakken varieert niet alleen als functie van de tijd doch ook als functie van de plaats (strikt genomen varieert de belasting op de voorzijde vanwege de ontlastende golf ook als functie van de plaats). Over het algemeen zal de blast de constructie zo snel passeren dat de belastingvariatie als functie van de plaats te verwaarlozen is. Als belasting op dergelijke vlakken kan dan ook het druk-tijd verloop van de aankomende golf worden aangehouden. Voor de draagconstructie van bijvoorbeeld een gebouw is de voortplantingssnelheid van de golf wel van belang. Gedurende de tijd t = L/U die de golf nodig heeft om van de voor- naar de achterzijde te lopen, is de resulterende horizontale belasting op de draagconstructie groot. Na dit tijdstip zal op de achterzijde een tegengesteld gerichte belasting gaan werken. De tijd die nodig is om de maximale druk op de achterwand op te bouwen, wordt in [l] gesteld op t = 4.S/U. In Figuur 4-5 wordt de horizontale belasting op een draagconstructie schematisch weergegeven.

december 2003

pagina 20 van 113


Figuur 4-5 Schematische weergave van de horizontale belasting op de draagconstructie van een gesloten gebouw.

Indien de mogelijkheid bestaat dat er tijdens de omstromingsfase een overdruk in de constructie ontwikkeld wordt, bijvoorbeeld doordat de voorwand gedeeltelijk open is, dan zal deze de uitwendige druk compenseren. Bevat de voorgevel relatief veel openingen, bijvoorbeeld doordat de ruiten zijn gebroken, dan kan de blast door de constructie heenlopen en de achterwand met de gereflecteerde druk belasten. Bij bol- of cilindervormige constructies is de hoek van inval van de blast in ieder punt anders. Met behulp van Figuur 3.2 kan voor ieder punt de gereflecteerde piekoverdruk worden bepaald.

4.5 Voorbeeld

Tot slot zal voor een gebouw, met afmetingen H x B x L = 30 x 20 x 10 m, de belasting worden bepaald bij een schokgolf met Ps = 0,5.105 Pa en tp = 200 ms die loodrecht op de voorzijde invalt. Uit (4) volgt:

( ) ( )( ) PaPr

555

255 102,1

108,2105,04,0105,04,2105,02 ∗=

∗+∗∗∗∗

+∗∗=

Uit (6) volgt:

( ) PaQ 355

25

103,8105,0107

105,025

∗=∗+∗

∗∗=

december 2003

pagina 21 van 113


Tabel 3.1 levert CD = 1,05 zodat volgens (7):

PaQQD31075,805,1 ∗=∗=

Uit (9) volgt:

( ) smU /406107

105,061340 5

5

=∗∗∗

+=

Gesubstitueerd in (8) geeft dit:

sts 074,0406

2203

=∗

=

De benodigde tijd voor het golffront om de achterzijde te bereiken, is gelijk aan:

sUL 025,0

40610

==

De tijd die nodig is om de maximum druk op de achterzijde te bereiken is:

sUS 099,0

40622044

=∗

=

Wordt het schema volgens Figuur 4-5 aangehouden dan geeft Figuur 4-6 de belasting op de draagconstructie weer.

december 2003

pagina 22 van 113


Figuur 4-6 Belasting op de draagconstructie van een gebouw H x L x B = 30 x 10 x 20 m bij een schokgolf met Ps = 0,5.105 Pa en tp = 200 ms.

Bezit het gebouw een schuin oplopend dak dat een hoek van 30° maakt ten opzichte van de horizon dan is de hoek van inval gelijk aan 60°. De gereflecteerde druk op het dak wordt bepaald uit Figuur 4-2 voor

5,00

=pPs

Hieruit volgt dat rc = 2,1 waarmee Pr,,dak = 1,05 * 105 Pa. De druk op de lijzijde van het dak zal evenals die op achter- en zijvlakken gelijk zijn aan de overdruk in de aankomende golf en bedraagt 0,5*105 Pa.

december 2003

pagina 23 van 113


5 Respons van constructies op belasting veroorzaakt door explosie

Constructies die op de een of ander wijze worden belast, zullen gaan vervormen. De manier waarop de vervorming plaatsvindt en de grootte ervan hangen niet alleen af van de belasting, maar ook van de eigenschappen van de constructie. Deze worden bepaald door de eigenschappen van de materialen waaruit de diverse componenten van een constructie bestaan en de wijze waarop deze componenten tot een constructie zijn samengesteld. Wordt een constructie belast door een sterk in de tijd variërende belasting dan zal deze bij iedere belastingverandering reageren door andere vormen aan te nemen. De constructie kan ook gaan trillen waarbij de eigenfrequenties een belangrijke rol gaan spelen. De hier beschouwde belastingen afkomstig van een explosie kunnen zeer groot zijn in vergelijking met de normale belasting die een constructie krijgt te doorstaan. De kans dat een constructie tijdens zijn levensduur door een explosie wordt belast, is klein. Uit economisch oogpunt wordt een constructie vaak niet op dergelijke grote belastingen ontworpen. Een bepaalde schade in de vorm van een blijvende vervorming na een dergelijke uitzonderlijke belasting kan dan worden aanvaard. De eigenschap van de constructie die hierbij een rol speelt, is de ductiliteit. De ductiliteit is een maat voor de maximale blijvende vervorming. Om de respons van de constructie in de vorm van vervormingen en inwendige krachten met berekeningen te kunnen bepalen, is een zekere vereenvoudigde voorstelling van de constructie noodzakelijk. Een zeer eenvoudige benadering zal weinig rekenwerk vereisen, maar de resultaten zullen beperkt en globaal zijn. Een minder eenvoudige benadering zal wellicht meer informatie opleveren, maar gebruik van geavanceerde rekenmiddelen zal dan snel noodzakelijk worden.

5.1 Dynamische belasting

In het geval dat de belasting gedurende lange tijd onveranderlijk aanwezig is of dat de belasting zeer langzaam verandert, wordt gesproken van een statische belasting. De optredende vervormingen veroorzaken inwendige krachten in de constructie. Deze krachten zijn dan voortdurend in evenwicht met de aanwezige belasting. Vindt de verandering van de belasting in de tijd (of in de plaats) snel plaats, dan gaan massa en stijfheid van de constructie ook een rol spelen in de krachtverdeling. De inwendige krachten maken dan evenwicht met de opgelegde belastingen samen met de massatraagheidskrachten die ontstaan als gevolg van het in beweging brengen van de constructie. In deze gevallen wordt gesproken van een dynamische belasting. Illustratief voor het verschil in statische en dynamische belasting is het volgende voorbeeld. Een massa M wordt belast door een belasting Fb en wordt gesteund door een kracht Fv (Figuur 5-1).

december 2003

pagina 24 van 113


Figuur 5-1 Krachten op een voorwerp.

De steunende kracht Fv stelt de weerstand van de massa M voor tegen verplaatsing. In het algemeen geldt voor de evenwichtstoestand de wet van Newton: Fb = Fv + M * x&& (10) waarin x&& de versnelling van de massa M voorstelt. Bij statische belasting vinden eventuele bewegingen of vervormingen zo langzaam plaats, dat de versnelling gelijk is aan nul. Hier geldt dus: Statisch: vb FF = (11)

Bij dynamische belastingen is de versnelling niet meer verwaarloosbaar zodat in het algemeen geldt: Dynamisch: vb FF ≠ (12)

Er bestaat dan een dynamisch evenwicht tussen krachten en massatraagheid (10).

5.2 Vereenvoudigde weergave van de constructie

Om de respons van een constructie op een belasting op analytische wijze te kunnen bepalen, is het noodzakelijk de constructie vereenvoudigd weer te geven. De vereenvoudigde weergave bestaat in principe uit een stelsel van tot punten geconcentreerde massa's die aan elkaar gekoppeld zijn door veren. De veerkarakteristieken van de veren worden bepaald door de stijfheid van de constructie. De demping van de constructie kan in rekening worden gebracht door het aanbrengen van dempers. Wordt een constructie opgedeeld in n geconcentreerde massa's dan wordt gesproken van een n-massaveersysteem. Een bijzonder geval van het n-massaveersysteem is het 1-massa veersysteem, de eenvoudigste benadering waarbij de constructie wordt weergegeven door één massa en één veer eventueel met een demper. Het bepalen van de respons bestaat uit het opstellen van de evenwichtsvergelijking voor elke massa.

december 2003

pagina 25 van 113


Er ontstaat dan een stelsel van n differentiaalvergelijkingen. De oplossing van dit stelsel levert de veerkrachten en de verplaatsingen van de massa's op. Voor het bepalen van de respons van geometrisch eenvoudige constructievormen, zoals balken en vloeren, kunnen de vormen worden gemodelleerd als liggers en platen. De oplossing van de differentiaalvergelijking levert dan een continu verplaatsings- en krachtveld op. Een dergelijke benadering wordt een continu systeem genoemd. Ook is het mogelijk een constructie op te delen in kleine elementen waarvan de eigenschappen bekend zijn. Tussen de elementen bestaan aansluitvoorwaarden. Het aantal vergelijkingen dat op deze manier ontstaat en die bij deze zogenaamde eindige-elementen methoden dient te worden opgelost, kan zeer groot worden zodat gebruik van computers noodzakelijk wordt. Voor de weergave van een constructie bij een explosiebelasting zal gebruik gemaakt worden van het één-massaveersysteem. De belastingduur is in het algemeen erg kort zodat de maximale respons van de constructie op zal treden gedurende de eerste trilling. Demping speelt dan nog nauwelijks een rol. Een nauwkeurigere weergave van de constructie suggereert een nauwkeurige bepaling van de schade. Echter omdat de bepaling van schade slechts globaal kan plaatsvinden, is een nauwkeurigere benadering niet nodig. In Bijlage II zal kort worden ingegaan op de continue systemen voor platen en liggers.

5.2.1 Eén-massaveersysteem

De meest eenvoudige weergave van een constructie is het zogenaamde één-massa-veersysteem. De constructie wordt weergegeven door een massa M en een veer met veerstijfheid K. In principe kan de vrijheidsgraad x ter plaatse van ieder willekeurig punt van de constructie worden genomen. Voor de hand ligt het om de vrijheidsgraad ter plaatse van het punt te nemen waar de maximale verplaatsing te verwachten valt.

Figuur 5-2 Eén-massaveersysteem.

december 2003

pagina 26 van 113


Het evenwicht van een één-massaveersysteem is identiek aan (10) en wordt beschreven door:

( )tFxKxM b=∗+∗ && (13)

In bijlage I wordt de respons van een één-massa-veersysteem bepaald voor enkele vormen van belasting als functie van de tijd.

5.2.2 Eigenfrequentie

Bij het oplossen van de differentiaalvergelijking (13) komt een eigenschap van het beschouwde systeem naar voren, namelijk de eigenfrequentie. De eigenfrequentie van een constructie is de frequentie waarin de constructie trilt nadat deze door een stoot in beweging is gebracht. Bij een dergelijke vrije trilling is de belasting, het rechterlid in (13), gelijk aan nul. Het aantal eigenfrequenties van een continue systeem is in principe oneindig groot. Bij een n-massa-veer-systeem worden n eigenfrequenties gevonden; bij een één-massa-veersysteem slechts één. Over het algemeen zal dit de eerste of laagste eigenfrequentie zijn. In bijlage I is afgeleid dat de zogenaamde hoeksnelheid, of ook wel hoekfrequentie ω genoemd, te bepalen is met:

MK

=ω (14)

De eigenfrequentie f die het aantal trillingen per seconde aangeeft, is gerelateerd aan de hoeksnelheid volgens:

πω2

=f (15)

De eigentrillingstijd T, de tijd die nodig is om een gehele trilling te beschrijven ( Figuur 5-3) is gelijk aan:

fT 1=

Figuur 5-3 Eigentrilingstijd.

december 2003

pagina 27 van 113


5.2.3 Veerkarakteristiek

In de voorgaande paragrafen is een lineair verband aangehouden tussen de kracht in de veer Fv en de verplaatsing x volgens:

xKFv ∗= (17)

waarin K de constant veronderstelde veerstijfheid is. Verdwijnt de belasting dan zal de veerkracht gelijk aan nul worden waarbij ook geen verplaatsing meer aanwezig is. In een dergelijk geval wordt gesproken van een lineair-elastische kracht-verplaatsingsrelatie. Deze kracht-verplaatsingsrelatie, plus enige andere relaties, zijn in Figuur 5-4 weergegeven.

Figuur 5-4 Kracht-verplaatsingsrelaties. Van vervorming bij een plastisch gedrag is pas sprake nadat de kracht zijn maximale waarde heeft bereikt. Is de belasting statisch dan bezwijkt de constructie. Is de belasting dynamisch en zo kortdurend dat de belasting weer verdwenen is voordat de maximaal mogelijke verplaatsing x bereikt is, dan bezwijkt de constructie niet doch deze behoudt wel een blijvende vervorming xr.

december 2003

pagina 28 van 113


De meeste bouwmaterialen (beton, hout, staal) vertonen een gedrag dat geïdealiseerd aangeduid wordt als elasto-plastisch ( Figuur 5-4). Constructies zullen ook een dergelijk gedrag vertonen. De overgang tussen elastische en plastische zone zal in het algemeen niet zo duidelijk te bepalen zijn als in het geïdealiseerde model. Constructies zijn zodanig ontworpen dat de belastingen waartegen ze normaliter bestand dienen te zijn, zoals gebruiks- en windbelastingen, in het elastische gebied van de constructie liggen. De hogere belastingen zullen door plastische vervorming opgenomen worden. Een maat voor de maximale plastische vervorming is de zogenaamde ductiliteit Du. Du is gelijk aan het quotiënt van de maximale vervorming en de maximale elastische vervorming:

elxxDuˆˆ

= (18)

5.3 Maximale verplaatsing, dynamische belastingsfactor

Een dynamische berekening geeft informatie over de wijze waarop een constructie reageert op een dynamische belasting. Een dergelijke berekening kan veel rekenwerk met zich meebrengen. Vaak zal men alleen de maximale krachten in en de maximale verplaatsing van een constructie willen weten. Om deze op eenvoudige wijze te kunnen bepalen, kan gebruik worden gemaakt van de zogenaamde quasi-statische rekenmethode. Hiertoe wordt de maximale waarde van de dynamische belasting met een bepaalde factor vermenigvuldigd waarna de constructie met behulp van statische methoden wordt doorgerekend. De factor waarmee de maximale dynamische belasting moet worden vermenigvuldigd, wordt de dynamische belastingsfactor genoemd (afgekort DLF: Dynamic Load Factor). Deze wordt bepaald met behulp van de dynamische responsberekening van een één-massa-veersysteem en hangt vooral af van de duur van de dynamische belasting. In Figuur 5-5 en Figuur 5-6 is deze DLF voor een lineair elastische constructie aangegeven voor de in dit document aangehouden belastingvormen voor een druk- en schokgolf.

december 2003

pagina 29 van 113


Figuur 5-5 Dynamische belastingfactor voor een schokgolf.

december 2003

pagina 30 van 113


Figuur 5-6 Dynamische belastingfactor voor een drukgolf [13].

Enkele waarden voor de DLF zijn op eenvoudige wijze te verifiëren. Voor grote positieve faseduur gaat de schokgolf over in een sprongfunctie. In bijlage I is hiervoor de respons afgeleid. De DLF is in dit geval gelijk aan twee. Is de faseduur bij een drukgolf erg lang dan neemt de belasting zeer langzaam toe; de belasting is statisch, zodat de DLF gelijk aan één moet zijn. Is de faseduur kort ten opzichte van de eigentrillingstijd dan wordt de DLF kleiner dan één: de op te nemen dynamische belasting is groter dan de statische. Voor kortdurende belastingen speelt de vorm steeds minder een rol in de responsbepaling. De belasting nadert dan tot een impulsbelasting. Bij elasto-plastische constructies speelt de ductiliteit ook een rol voor de bepaling van de maximale verplaatsing. Voor een aantal belastingvormen worden in referentie [13] grafieken gegeven waarmee de maximale respons kan worden bepaald. De grafieken voor een druk- en een schokgolf zijn in Figuur 5-7 en Figuur 5-8 overgenomen. Deze grafieken kunnen op een aantal manieren worden gebruikt. Zijn de gegevens van de belasting bekend (piekwaarde en faseduur) dan kunnen combinaties van de aan te houden DLF en de ductiliteit worden bepaald die noodzakelijk zijn om te voorkomen dat een constructie onder de belasting bezwijkt. Zijn anderzijds gegevens van de constructie bekend (ductiliteit, statische sterkte) dan kan aan de hand van de gegeven diagrammen worden bepaald welke dynamische belasting de constructie kan weerstaan. Zijn alle gegevens bekend dan kan een indruk van de veiligheid of onveiligheid van een constructie worden verkregen.

december 2003

pagina 31 van 113


5.4 Druk-impulsdiagrammen voor constructies

In de voorgaande paragrafen is naar voren gekomen dat twee vormen van uiterste belasting te onderscheiden zijn: de stapbelasting en de impulsbelasting. Het ligt dan ook voor de hand om bij het bepalen van de respons van constructies deze belastingsvormen te gebruiken. Hiervoor is het noodzakelijk dat de waarden uit Figuur 5-7 en Figuur 5-8 worden omgezet in zogenaamde druk-impulsdiagrammen. Hierbij wordt gebruik gemaakt van de uitdrukkingen voor de impuls i en de hoekfrequentie ω. De resultaten zijn gegeven in Figuur 5-9 en Figuur 5-10 voor respectievelijk een druk- en een schokgolf bij waarden van de ductiliteit van 1, 5 en 10. In de figuren zijn langs de assen een geschaalde impuls en een geschaalde druk uitgezet volgens:

stPii ω∗

= (19)

en

stPPP = (20)

december 2003

pagina 32 van 113


Figuur 5-7 Maximale respons van een elastoplastisch één-massaveer-systeem op een drukgolf (overgenomen uit [13]).

december 2003

pagina 33 van 113


Figuur 5-8 Maximale respons van een elasto-plastisch één-massaveersysteem op een schokgolf (overgenomen uit [13]).

In analogie met het één-massa-veersysteem dient voor P de maximale waarde van de op de constructie uitgeoefende belasting te worden gesubstitueerd. Voor loodrechte reflectie is dit: P = Pr en voor het geval van een langsstromende golf: P = Ps. De statische sterkte Pst is analoog aan de maximale veerkracht in het één-massa-veersysteem volgens

xKFv ˆ∗= . Zijn de materiaalgegevens en de constructieafmetingen bekend dan is in principe Pst te

bepalen. Opgemerkt dient te worden dat de eenheden van i en P respectievelijk Pa*s en Pa zijn in tegenstelling tot S en Fb waarvan de eenheden N*s en N zijn. De uiterste waarden in Figuur 5-9 en Figuur 5-10 zijn op eenvoudige wijze te controleren. Voor kortdurende belastingen geldt de respons op een impulsbelasting. Voor langdurige belastingen geldt voor de schokgolf de respons op een sprongbelasting en voor een drukgolf de respons op een statische belasting. In bijlage I is hiervoor afgeleid dat de impuls in beide gevallen nadert tot

december 2003

pagina 34 van 113


1*2' −= Dui (21)

De drukasymptoot heeft voor de schokgolf de waarde:

Du

DuP 2

1

'−

= (22)

en voor de drukgolf:

1'=P (23) De druk-impulsdiagrammen zijn afgeleid voor een één-massa-veersysteem. De vraag rijst in hoeverre deze diagrammen voor constructies zijn toe te passen. In feite zijn constructies continue systemen met een groot aantal eigenfrequenties. Door toepassen van het één-massa-veersysteem wordt er impliciet van uitgegaan dat de respons door de laagste eigenfrequentie wordt bepaald. Uit onderzoek [33] naar de respons van continue systemen als liggers en platen onder kortdurende belastingen is gebleken dat inwendige krachten zoals dwarskrachten en buigende momenten gaan afwijken van de met het één-massa-veersysteem bepaalde waarden indien de belastingduur kleiner wordt dan 0,1 maal de laagste eigentrillingstijd. De figuren kunnen dan ook worden toegepast indien geldt dat tp/T > 0,1 en indien geldt dat de belasting gelijkmatig verdeeld over het gehele oppervlak aangrijpt. Het is nu mogelijk om een indruk te krijgen van de maximale vervorming van een constructie bij een gegeven kortdurende belasting. Is de ductiliteit bekend dan kan de maximaal opneembare dynamische belasting worden bepaald. Indien het mogelijk is om aan de optredende vervormingen een schadebeeld of percentage te koppelen dan kunnen de gegeven diagrammen als schadecriteria worden gebruikt. Gegevens die hiervoor bekend dienen te zijn, zijn:

- Van de belasting : a) de vorm b) de piekoverdruk c) de positieve faseduur

- Van de constructie:

a) de statische sterkte b) de eigenfrequentie c) de ductiliteit

In het volgende hoofdstuk zal nader worden ingegaan op het bepalen van de gegevens die van de constructie bekend dienen te zijn.

december 2003

pagina 35 van 113


Figuur 5-9 Druk-impulsdiagram voor een drukgolf.

Figuur 5-10 Druk-impulsdiagram voor een schokgolf.

december 2003

pagina 36 van 113


6 Bepaling van benodigde grootheden

Om gebruik te kunnen maken van de in het vorige hoofdstuk gegeven grafieken ter bepaling van de respons zullen een aantal grootheden bekend dienen te zijn. Op de bepaling van de grootheden van de blast is al eerder ingegaan. In dit hoofdstuk worden de benodigde grootheden van de constructie beschouwd. Deze zijn: statische sterkte, eigenfrequentie en ductiliteit.

6.1 Statische sterkte

Met het begrip “statische sterkte” wordt de grootte van de statische belasting bedoeld, die werkend in de richting van de dynamische belasting, bezwijken van de constructie of het constructieonderdeel waarop de belasting wordt aangebracht tot gevolg heeft. Voor draagconstructies van gebouwen wordt aangenomen dat de statische belasting horizontaal aangrijpt. Voor constructieonderdelen zoals gevels, daken, ruiten en panelen wordt de gelijkmatig verdeelde belasting beschouwd als een kracht die loodrecht op het vlak van de constructie aangrijpt. De waarde van de statische sterkte is een gemiddelde waarde: in 50% van de gevallen zal bezwijken optreden. Bij het ontwerpen en berekenen van constructies wordt veelal gebruik gemaakt van normen en voorschriften waarin eisen aan de constructie worden gesteld. Deze betreffen eisen ten aanzien van onder andere sterkte, stijfheid, duurzaamheid, isolatie, verwerkbaarheid en transporteerbaarheid. Al deze eisen bepalen mede de afmetingen en de te gebruiken materialen en hierdoor kan een overcapaciteit voor wat betreft de sterkte ontstaan. In deze gevallen dient de statische sterkte bepaald te worden met de reeds vastgelegde afmetingen en materiaalgegevens van de constructie. Dit zal in veel gevallen leiden tot berekeningen waarbij veel aannamen gedaan moeten worden. Het zal blijken dat dit soort berekeningen voor het hier beschouwde onderwerp in het algemeen niet nodig zijn. Voor de gevallen waarbij de sterkte maatgevend was voor de dimensionering kan de statische sterkte eenvoudig worden bepaald door uit te gaan van de voorgeschreven belasting en de toelaatbare of karakteristieke materiaalsterkten. Uit de voorgeschreven veiligheidsfactoren en de verhouding tussen toelaatbare en gemiddelde materiaalsterkte volgt dan een waarde voor de gemiddelde statische sterkte. Een belangrijke belasting is de windbelasting. In voorschriften [3] worden waarden gegeven voor de statische belasting ten gevolge van wind. Het blijkt dat voor de dimensionering van hoge gebouwen, windbelasting maatgevend is, zodat voor het bepalen van de statische sterkte hiervan kan worden uitgegaan.

december 2003

pagina 37 van 113


6.1.1 Veiligheidsfactoren

Beton [13, 16]: Bij betonberekeningen wordt altijd een veiligheidsfactor van 1,7 gehanteerd waarmee de voorgeschreven belasting moet worden vermenigvuldigd. De uit deze belasting volgende spanningen mogen niet hoger zijn dan de aan te houden waarden voor de karakteristieke sterkte. Deze karakteristieke sterkte is een ondergrens van de gemiddelde sterkte. De factor tussen deze twee sterktes bedraagt ongeveer 1,5. Verder blijkt dat de sterkte bij een snelle belasting hoger is dan bij een langzame belasting. De toename in sterkte bedraagt 1,2. Vermenigvuldiging van alle factoren levert een veiligheidsfactor op van 3,0 ten opzichte van de gemiddelde waarde. Staal [14]: Voor staal gelden soortgelijke beschouwingen als voor beton. Een veiligheidsfactor van 1,5 wordt aangehouden. Hiermee worden niet de belastingen verhoogd doch een toelaatbare spanning bepaald ten opzichte van de vloeispanning. De verhouding gemiddelde waarde en ondergrens bedraagt 1,2 en de invloed van de hogere belastingsnelheid wordt in rekening gebracht door een factor 1,1. Samen leidt dit tot een te hanteren veiligheidsfactor van 2,0 ten opzichte van het gemiddelde. Hout [25]: Bij hout wordt meestal uitgegaan van een buigsterkte die slechts 1/5 bedraagt van wat gemiddeld bij experimenten wordt gevonden. De invloed van de belastingsnelheid is onbekend. Hier wordt een veiligheidsfactor van 5 gehanteerd ten opzichte van het gemiddelde. Glas [17]: Bij glas wordt een veiligheidsmarge van 2 gehanteerd. De gemiddelde sterkte bedraagt ongeveer 2x de ondergrenswaarde en ook de invloed van de belastingsnelheid geeft een factor 2. De totale veiligheidsfactor voor glas bedraagt 8 ten opzichte van het gemiddelde.

6.1.2 Windbelasting

De voor de statische berekening van bouwconstructies aan te houden stuwdruk ten gevolge van wind wordt in de TGB [3] gegeven als functie van de hoogte. Onderscheid wordt gemaakt tussen constructies op plaatsen langs de Noordzeekust en meer landinwaarts gesitueerde constructies. In Tabel 6-1 is het voorschrift overgenomen. De grenswaarde van de afstand tot de Noordzeekust waarvoor kolom 1 kan worden gebruikt, bedraagt 25 maal de gebouwhoogte, die voor kolom 2 bedraagt 50 maal de gebouwhoogte. Voor afstanden tussen beide grenswaarden wordt de stuwdruk gevonden door lineair te interpoleren.

december 2003

pagina 38 van 113


Tabel 6-1 Stuwdruk qw ten gevolge van wind volgens [3]:

Hoogte H 1 2 boven maai- aan Noordzeekust land veld in m in N/m2 in N/m2 <7 970 710 8 990 730 9 1010 750 10 1020 770 15 1070 830 20 1120 880 25 1150 930 30 1190 970 35 1220 1010 40 1250 1040 45 1270 1070 50 1300 1100 55 1320 1120 60 1330 1140 65 1350 1160 70 1360 1180 75 1380 1200 80 1390 1220 85 1400 1230 90 1410 1250 95 1420 1260 100 1430 1280 110 1450 1300 120 1460 1320 130 1480 1340 140 1490 1360 150 1500 1380 160 1510 1400 170 1520 1410 180 1530 1430 190 1540 1440 200 1550 1450 250 1570 1510 300 1600 1560 Voor de windbelasting pw op bouwconstructies geldt:

www qCp ∗= (24)

Waarin:

december 2003

pagina 39 van 113


Cw = factor afhankelijk van de stand van het getroffen vlak [-] ten opzichte van de windrichting

qw = stuwdruk [Pa] De factor Cw wordt bepaald door de stand van het getroffen vlak ten opzichte van de windrichting. Voor een naar de wind toegekeerd vlak dat een hoek αi maakt met de windrichting geldt: Cw = +0,4 voor 0° < αi < 65° Cw = +0,8 voor 65° < αi < 90° Voor van de wind afgekeerde vlakken geldt een negatieve waarde voor Cw: Cw = -0,4. Vlakken evenwijdig aan de windrichting worden door windwrijving belast met Cw = 0,04. Verder wordt afhankelijk van naar de wind toe of van de wind afgekeerde openingen een alzijdige over- of onderdruk met Cw = +0,8 of Cw = -0,4 in rekening gebracht. Referentie [3] geeft uitgebreide informatie over de in rekening te brengen waarden. Globaal blijkt te gelden dat Cw = 1,3. De stuwdruk ten gevolge van de wind qw is als functie van de hoogte weergegeven in Figuur 6-1.

Figuur 6-1 Stuwdruk qw als functie van de hoogte (overgenomen uit [14]).

december 2003

pagina 40 van 113


Figuur 6-2 Windbelasting op ruiten als functie van hoogte (overgenomen uit [11]).

Met een eenvoudig voorbeeld wordt de bepaling van de statische sterkte uit de windbelasting toegelicht. Een gebouw met een hoogte H van 30 m wordt onderworpen aan windbelasting. Om de statische sterkte te bepalen kan de windbelasting schematisch worden weergegeven zoals in Figuur 6-3, waarbij de belasting als functie van de hoogte een lineair verloop heeft.

Figuur 6-3 Benaderde windbelasting op een gebouw met een hoogte H=30m.

december 2003

pagina 41 van 113


Door de wind ontstaat ter plaatse van de voet van het gebouw een inklemmingsmoment Mw per meter gebouwbreedte dat gelijk is aan:

( )

∗−+∗∗= 22 710970

31710

21 HHCM ww (25)

Met Cw = 1,3 en H = 30 m volgt dat Mw = 517 kPa/m. De gelijkmatig verdeelde statische belasting, die horizontaal aangrijpt veroorzaakt een moment Mst gelijk aan:

2

21 HPM stst ∗= (26)

Er van uitgaande dat de windbelasting maatgevend is, geldt:

wst MM ∗= β (27)

waarin β de veiligheidsfactor is. Bestaat de draagconstructie uit beton dan is eerder afgeleid dat β = 3. Uit bovenstaande vergelijkingen volgt dan: Pst = 3445 Pa.

6.2 Eigenfrequentie

Bij het beschouwen van het dynamische gedrag van constructies is gebleken dat de eigenfrequenties een belangrijke rol spelen. Gekoppeld aan de eigenfrequentie is de eigentrillingstijd. Gedurende de eigentrillingstijd wordt een volledige eigentrilling uitgevoerd, hetgeen betekent dat het systeem tweemaal de maximale afwijking van de evenwichtstand bereikt. De duur van de eigentrilling is dus bepalend voor de snelheid waarmee de constructie op een variatie van de belasting reageert. Bij plotselinge kortdurende verdeelde belastingen zoals blast zal de constructie gaan trillen met de laagste eigenfrequentie. Is de belastingduur groot ten opzichte van de eigentrillingstijd dan zal de maximale waarde van de doorbuiging worden bereikt. Bij korte belastingduur zal de belasting op de constructie reeds niet meer aanwezig op het moment dat deze de maximale uitwijking bereikt heeft. Zoals aan vergelijking [14] is te zien, wordt de eigenfrequentie bepaald door de stijfheid en de massa van een constructie. De stijfheid hangt af van de stijfheid van de gebruikte materialen, de vorm, afmetingen en opbouw van de constructie. Is de massa nog goed te berekenen, de berekening van de stijfheid vanuit het ontwerp is veel moeilijker, waardoor een analytische bepaling van de eigenfrequentie vaak niet goed mogelijk is. Wel zijn met behulp van de resultaten van talrijke experimenten, empirische formules opgesteld, waarmee op eenvoudige wijze een globale indruk kan worden verkregen van de eigenfrequentie van gebouwen. Hieronder zullen deze formules worden weergegeven. In plaats van de eigenfrequentie wordt meestal de eigentrillingstijd T bepaald.

december 2003

pagina 42 van 113


6.2.1 Empirische formules

De hoogte H van een gebouw is de belangrijkste factor voor de bepaling van de trillingstijd. De eigentrillingstijd T neemt toe bij toenemende hoogte van een gebouw. Veel formules bepalen de eigentrillingstijd dan ook door uit te gaan van een lineair verband met de hoogte volgens:

HkT ∗= 1 (28)

In referentie [19] zijn een aantal waarden voor de constante k1 verzameld. Voor gebouwen uit metselwerk worden k1-waarden gevonden variërend van 0,014 tot 0,0165. De k1-waarden voor gebouwen met een raamwerkstructuur varieert van 0,025 tot 0,03. Voor hoge gebouwen wordt een waarde van k1 vermeld van 0,029 voor een staalconstructie en 0,021 voor overige constructiematerialen. Een in Nederland gebruikelijke waarde voor k1 is 0,02. Deze waarde ligt in het midden van de boven gegeven spreiding van k1-waarden. Een zeer globale bepaling van de eigentrillingstijd van gebouwen in het algemeen kan dan ook gebeuren door substitutie van k1 = 0,02 in formule (28). Een algemene formule waarin naast de hoogte ook de diepte L van het gebouw voorkomt, is

LHkT 2= (29)

De afmeting L is de diepte van het gebouw in de richting van voortplanting van de blast. Slechts één van de vermelde referenties [21] beperkt de toepassing van deze formule tot gebouwen met dragende scheidingswanden. De in [19] vermelde waarden voor k2 variëren van 0,087 tot 0,109. Een waarde van k2 = 0,091 wordt genoemd als zijnde gebaseerd op een zeer groot aantal observaties. Deze waarde is ook opgenomen in de voorschriften van enige landen. Een keuze voor k2 van 0,09 bij gebruik van formule (29) is dan ook gerechtvaardigd. Voor gebouwen met een raamwerkstructuur kan de volgende formule toegepast worden: T = 0,1*n (30) Hierin wordt T bepaald uit het aantal verdiepingen n. In referentie [21] wordt voor dit soort gebouwen nog een formule gegeven:

43

3 HkT ∗=

Voor staalconstructies geldt k3 = 0,085 en voor betonconstructies geldt k3 = 0,061. Dat de gegeven empirische formules niet meer dan een globale indruk geven van de eigentrillingstijd wordt geïllustreerd in Figuur 6-4 die overgenomen is uit [21]. De eigenfrequentie varieert van 10 Hz voor lage gebouwen tot 0,1 Hz voor zeer hoge gebouwen. De waarde van 10 Hz wordt onder meer gevonden in [22], waarin wordt gerapporteerd over frequentiemetingen aan over het algemeen houten woonhuizen van 1 tot 2 verdiepingen. Voor het 450 m hoge Empire State Building in New York is

december 2003

pagina 43 van 113


bekend dat deze een eigenfrequentie heeft van 0,12 Hz. Een vuistgetal van 5 Hz kan worden aangehouden voor de eigenfrequentie van woonhuizen en gebouwen tot enkele verdiepingen.

Figuur 6-4 Spreiding van gemeten eigentrillingstijden (overgenomen uit [21])

6.2.2 Methode van Rayleigh

Een handzame methode om snel tot een schatting van de laagste eigenfrequentie van een constructie te komen, is de methode van Rayleigh. Deze methode gaat uit van energiebeschouwingen. Tijdens het trillen van een systeem vindt er een voortdurende uitwisseling plaats tussen kinetische en potentiële energie, respectievelijk Ek en Ep. Nu wordt er van uitgegaan dat de totale hoeveelheid energie constant blijft, dus:

CEE pk =+ (32)

Voor continue en meer-massaveersystemen dient een keuze gemaakt te worden voor de geometrische wijze van vervormen van het systeem, waarna met behulp van de energiebalans (32) voor die vervormingswijze de exacte eigenfrequentie kan worden bepaald. In bijlage II wordt de methode toegepast op het continue systeem voor een ligger en een plaat. De toepassing van de methode bij meer-massaveersystemen past niet in het kader van dit rapport. Meer informatie over de methode kan worden verkregen uit de referenties [13] en [24].

december 2003

pagina 44 van 113


6.2.3 Bepaling van de eigenfrequentie uit de statische vervorming

In de TGB 1972 [3] wordt vermeld dat de eigenfrequentie van een constructie door wind belast, bij benadering te berekenen is met behulp van de formule:

δ25,0

=f (33)

waarin δ de grootste uitbuiging in m van de constructie is, wanneer deze belast wordt door het eigen gewicht en rustende belasting, horizontaal werkend volgens de windrichting. Formule (33) is direct af te leiden uit de eigenfrequentie f van een lineair elastisch één-massa-veersysteem. De kracht Fv in de veer veroorzaakt door de massa M onder invloed van de zwaartekracht is gelijk aan:

gMFv ∗= (34)

waarin g de versnelling ten gevolge van de zwaartekracht is. De indrukking δ van de veer bedraagt:

KFv ∗=δ (35)

Gesubstitueerd in (14) en (15) levert dit:

δπgf ∗=

21

(36)

waaruit (33) volgt. De maximale vervorming δ kan door middel van berekening of meting worden bepaald. Om te kunnen komen tot een nauwkeuriger bepaling van de eigenfrequentie is in bijlage II voor twee veelvuldig voorkomende constructievormen, de ligger en de plaat, met behulp van de methode van Rayleigh het verband tussen eigenfrequentie en statische doorbuiging bepaald. De resultaten zijn:

Ligger: δ76,1=T (37)

Plaat: δ58,1=T (38)

Zijn van een plaat of ligger de juiste waarden voor de elasticiteitsmodulus E en het traagheidsmoment I bekend dan zijn de laagste eigenfrequenties voor vrij opgelegde platen en liggers te berekenen met (conform [24]):

Ligger: lAIE

lf

∗∗=

ρπ **2 2 (39)

december 2003

pagina 45 van 113


Plaat: ( )222 1*11

2 νρπ

−∗∗∗

+∗=

dIE

baf (40)

Hierin is: E = elasticiteitsmodulus [Pa] I = traagheidsmoment [m4] l = de liggerlengte [m] Al = de doorsnede van de ligger [m] a = lengte van de plaat [m] b = breedte van de plaat [m] d = dikte van de plaat [m] ν = de dwarscontractiecoëfficient [-]

6.2.4 Voorbeeld

De draagconstructie van hoge flatgebouwen wordt veelal gevormd door kolommen, die geplaatst zijn in de gevel en in het hart van het gebouw. De vloeren worden beschouwd als schijven die de horizontale belasting naar de kolommen overbrengen. Een dergelijke draagconstructie is in plattegrond getekend in Figuur 6-5.

Figuur 6-5 Schema van de draagconstructie.

De eigentrillingstijd zal worden berekend voor een flatgebouw van 10 verdiepingen, met een hoogte van 30 m. Voor een dergelijk gebouw is de statische sterkte berekend in paragraaf 5.1.2. Als gevolg van de horizontale belasting zal de constructie gaan uitbuigen. De vervorming bestaat uit

december 2003

pagina 46 van 113


twee componenten: a) De vloeren kunnen als oneindig stijf worden beschouwd ten opzichte van de kolommen. Per verdieping buigen de kolommen uit.

Het verplaatsingsbeeld dat dan ontstaat lijkt op dat van een afschuifligger. b) De constructie als geheel gedraagt zich als een buigligger, waarbij de gevelkolommen op trek respectievelijk op druk worden belast.

De kolommen in het hart blijven spanningsloos. De beide componenten van de doorbuiging zijn in Figuur 6-6 weergegeven.

Figuur 6-6 Doorbuigingsvormen: a. afschuiving, b. buiging.

De maximale verplaatsing ten gevolge van het horizontaal werkende eigen gewicht dient nu te worden bepaald. Voor de verplaatsing van de afschuifligger geldt volgens [12]:

k

eg

IEhnp

Σ∗∗

∗∗=

24

22

δ (41)

Hierin is ΣIk de sommatie van de traagheidsmomenten van de kolommen op één lijn in de beschouwde richting (in dit geval: 3). Voor belasting van het eigen gewicht geldt:

LBgp keg ∗∗∗= ρ (42)

De verplaatsing van de buigligger is in dit geval, volgens [12]:

december 2003

pagina 47 van 113


2

44

4 LAEhnp

k

eg

∗∗

∗∗=δ (43)

waarin Ak de doorsnede van één kolom voorstelt. Voor het bepalen van de totale verplaatsing δ wordt uitgegaan van de volgende waarden: constructiemateriaal beton: E = 25.109 Pa. soortelijke massa gebouw : ρ = 200 kg/m3 gebouw met 10 verdiepingen: n = 10 afmetingen h = 3m, Bk = 4m, L = 10 m en Ak = 0,5*0,5 = 0,25 m2 zodat Ik = 1/12*0,54 = 0,0052 m4. Deze waarden ingevuld in (41) en (43) geeft: δ = 0,104 m. Met verschillende formules kan nu de eigentrillingstijd worden bepaald:

55,1014,025,0

==f ; 64,055,11

==T (33)

T = 0,02 * 30 = 0,6 s (28) T = 0,1 * 10 = 1,0 s (30) T = 0,061 * 300,75 = 0,78 s (31) De met de verschillende formules berekende waarden verschillen onderling in behoorlijke mate. De voorkeur gaat uit naar de met (28), (31) en (33) bepaalde waarden, zodat voor het gebouw globaal een eigentrillingstijd van 0,7 s kan worden aangenomen.

6.3 Ductiliteit

De ductiliteit van een constructie is een maat voor de hoeveelheid energie die een constructie nog op kan nemen nadat de maximaal elastische vervorming is opgetreden. Bij een elastoplastisch één-massa-veersysteem is de ductiliteit het quotiënt van de maximale vervorming en de maximale elastische vervorming. Gegevens over de ductiliteit van constructies zijn zeer beperkt. Voor betonnen gebouwen wordt wel een waarde voor de ductiliteit van 4 aangehouden, indien deze aardbevingsbestendig dienen te zijn [31]. Onderzoek aan voorgespannen betonnen portalen [32] heeft ook waarden opgeleverd voor de ductiliteit van ongeveer 4. In dit onderzoek is de maximale verplaatsing gemeten op het moment dat de constructie een bezwijkmechanisme vormt, zodat nog reserve aanwezig is. In referentie [18] wordt als resultaat van experimenten voor een aantal constructievormen de ductiliteit gegeven. Deze ductiliteiten zijn in tabel 5.2 overgenomen.

Tabel 6-2 Ductiliteitfactoren (overgenomen uit [18]):

december 2003

pagina 48 van 113


Constructie Du Gewapend betonnen balken

'00

1,0ωω −

Stalen balken, op buiging belast

26,4

Stalen balken, op buiging en druk belast

8,1

Gelaste portalen, verticaal belast

6 - 16

Samengestelde T balk

8

Tenzij gebouwen speciaal worden ontworpen met het oog op het opnemen van grote belastingen (controlegebouwen op industriële complexen, bijv. [34]) lijkt het momenteel niet mogelijk de ductiliteit van een gebouw te bepalen. Een globale waarde van 4 kan worden aangehouden als gemiddelde waarde. Een maximale waarde van de ductiliteit zal in de orde van grootte van 10 liggen. In het kader van het hier behandelde onderwerp zal een nauwkeurige bepaling van de ductiliteit weinig zin hebben, zie hiervoor de Figuren 4.9 en 4.10 en de vergelijkingen (21), (22) en (23). Voor de drukasymptoot van een drukgolf is de ductiliteit niet van belang. Voor een schokgolf zal de drukasymptoot toenemen van 0,95 tot 0,97 bij een vergroting van de ductiliteit van 10 naar 15. De impulsasymptoot zal bij deze toename van de ductiliteit voor beide golfvormen toenemen van 4,36 naar 5,39.

december 2003

pagina 49 van 113


7 Glas

Glas is een materiaal dat in constructies veelvuldig wordt toegepast. Glasscherven afkomstig van een door een explosiebelasting bezweken ruit kunnen ernstige verwondingen met mogelijk dodelijke afloop opleveren voor mensen die erdoor worden getroffen. Van een constructie belast door explosiedruk zullen in het algemeen de ruiten eerst bezwijken. Ruitbreuk is zodoende een ondergrens voor de belasting die schade aan een constructie veroorzaakt. Of een ruit een bepaalde explosiebelasting kan weerstaan, is te bepalen met het model uit de vorige hoofdstukken. De minimale statische sterkte wordt bepaald door de windbelasting (Figuur 6-2). De eigenfrequentie wordt bepaald met behulp van de formule (40) voor een plaat en omdat glas een zeer bros materiaal is, is de ductiliteit gelijk aan 1. Benodigde materiaalgegevens van glas zijn: Eglas = 75*109 Pa, ρ = 2500 kg/m3 en ν = 0,25. Een ondergrenswaarde die veel aangehouden wordt voor de piekoverdruk in de aankomende golf die nog ruitbreuk kan veroorzaken is 1 kPa. Aangenomen wordt dat bij 3 kPa overdruk 50% ruitbreuk zal optreden, terwijl bij 10 kPa alle ruiten gebroken zullen zijn. De ontwikkelingen in de bouw waarbij steeds kleinere ruiten worden toegepast die veelal ook nog bestaan uit dubbelglas, zorgen ervoor dat de ruiten sterker worden. Globale waarden voor drukken waarbij ruitbreuk optreedt, zijn hoger voor woningen gebouwd na 1975. De ondergrens voor ruitbreuk wordt aangenomen bij 2 kPa en de gemiddelde waarde bij 5 kPa. Veel onderzoek is verricht naar het gedrag van ruiten onder een schokgolfbelasting, zowel experimenteel als theoretisch [29]. Hierbij is een methode ontwikkeld om de statische sterkte van ruiten te kunnen bepalen. Deze rekenmethode zal hieronder worden weergegeven.

7.1 Methode voor sterktebepaling van ruiten

Het is reeds vermeld dat glas een zeer bros materiaal is. De geringste afwijking in het materiaal leidt tot spanningsconcentraties die op hun beurt zwakke plekken veroorzaken waar het materiaal zou kunnen bezwijken. De aanwezigheid van krassen op het glasoppervlak is belangrijk in dit opzicht. Uit theorie en uit experimenten is bekend dat de hoogste spanning in de ruit zich voordoet in het midden of in de hoeken van de ruit. Door middel van een theoretische benadering kan worden voorspeld bij welke druk de theoretische faalsterkte ft bereikt wordt in het materiaal. In het midden van de ruit bedraagt deze druk:

+∗

∗∗

=22

2 16bav

da

fq tmidden

απ

(44)

Voor de hoeken van de ruit geldt:

december 2003

pagina 50 van 113


( )vbd

af

q thoek

−∗

∗

∗∗=

16 2

32 απ

(45)

waarin:

a = kleinste dimensie van het raam b = grootste dimensie van het raam d = dikte van het raam

De factor α wordt gedefinieerd als:

226 1

16

+∗

=

baπ

α (46)

Bij grote doorbuigingen wordt de spanning op het midden van het raam verminderd door membraaneffecten. Wanneer de doorbuiging groter is dan de zogenaamde kritische doorbuiging, dan zal de spanning in de hoeken de faalsterkte bepalen. De faaldruk is dan te bepalen met formule 47. De kritische doorbuiging kan geschat worden met:

dab

kr ∗

=

23

6δ (47)

De doorbuiging zelf kan als volgt worden berekend:

( )Daqq

4∗∗=αδ (48)

waarin D de buigstijfheid is van de ruit:

( )2

3

112 vdE

D glas

−

∗= (49)

Het membraaneffect bouwt zich geleidelijk op naarmate de doorbuiging toeneemt van nul naar de kritische doorbuiging. Dit beïnvloedt de spanning in het midden van de ruit. Om dit in rekening te brengen, wordt de faaldruk, wanneer de doorbuiging tussen nul en de kritische doorbuiging ligt, berekend door het interpoleren van qmidden en qhoek. Dit geeft: voor ( ) krmiddenq δδ ≥ : hoekqq = (50a)

anders: ( ) ( )middenhoek

kr

middenmidden qq

qqq −∗+=

δδ

(50b)

december 2003

pagina 51 van 113


De enige parameter die nu nog nodig is, is de theoretische faalsterkte ft. Deze faalsterkte is afgeleid uit explosietesten die zijn gedaan op 137 raamtypen. Daaruit bleek dat de theoretische faalsterkte een standaard verdeling heeft met een 20% standaard afwijking.

47,032,0

78

∗

∗=

−

ab

CdCft (51)

waarin

C7 = 1 m C8 = 14,9 MPa

De statische faalbelasting Pst kan worden bepaald met deze formules, voor enkel glas. Voor dubbel glas zal de belasting verdeeld worden over de twee glasplaten, proportioneel aan hun stijfheid. Echter voor dubbel glas met een gelijke ruitdikte neemt de faalbelasting slechts toe met een factor 1,4. Dit wordt waarschijnlijk veroorzaakt door de grote spreiding in de faalsterkte. De faaldruk voor dubbelglas kan worden berekend door de Pst uit te rekenen voor de dikste glasplaat en dit te vermenigvuldigen met een factor gelijk aan:

31

32

31

ddd +

, met een maximum van 1,4 (52)

waarin d1 de dikte is van de dikste ruit en d2 die van de dunste.

7.2 Voorbeelden

Ter illustratie van de berekening van de statische faalbelasting, zoals beschreven in de voorgaande paragraaf, is hier een rekenvoorbeeld gegeven. De gemiddelde statische faalbelasting wordt bepaald voor een raam van 1,5 m bij 0,95 m met een dikte van 5 mm. De theoretische faalsterkte is volgens (51) gelijk aan:

6,10095,05,1

11059,14

47,032.03

=

∗

∗∗=

−−

tf MPa

De kritische doorbuiging is volgens formule (47):

3323

105,5910595,05,16 −− ∗=∗∗

=krδ m

december 2003

pagina 52 van 113


De druk waarbij de theoretische faalsterkte in het midden van de ruit wordt bereikt is conform (44) gelijk aan:

0,5

5,195,025,01

10595,0008,06

6,10022

32

=

+∗

∗∗∗

=

−πmiddenq kPa

Conform (45) geldt voor de hoeken:

( )( )

7,11

25,015,1105

95,0008,06

6,100

23

32

=

−∗

∗∗∗∗

=

−π

hoekq kPa

De doorbuiging bij druk qmidden is volgens (48):

( ) 34

108,41833

95,00,5008,0 −∗=∗∗

=middenqδ m

Deze is kleiner dat de kritische doorbuiging. Hierdoor is de statische faalbelasting (50):

( ) 7,90,57,11105,59108,410,5 3

3

=−∗∗∗

+= −

−

stP kPa

Op dezelfde manier kan voor een raam met de dikte van 6 mm een statische faalbelasting van 11,0 kPa gevonden worden.

december 2003

pagina 53 van 113


8 Fragmenten en brokstukken

8.1 Inleiding

Fragmenten en brokstukken zijn objecten die worden versneld (weggeblazen) door de kracht van een explosie. De term fragmenten wordt meestal gebruikt voor kleine stukken van de omhulling die explodeert. De term brokstukken wordt gebruikt voor de grote objecten die versneld worden door de schokgolf, bijvoorbeeld bakstenen van het gebouw waarin de explosie plaatsvindt. In dit hoofdstuk zal de meer algemene benaming van ‘projectiel’ worden gebruikt, waarmee een vliegend of vallend object wordt bedoeld. Projectielen gegenereerd door industriële explosies kunnen snelheden bereiken van 300 m/s of een gewicht hebben van 1000 kg. Het is duidelijk dat ze het potentieel hebben zeer schadelijk te zijn. In het algemeen wordt het risico van projectielen bepaald door het aantal projectielen dat op de locatie kan vallen of er doorheen kan vliegen en hun gevaarspotentieel. De gevaarspotentieel van projectielen (ofwel: hun vermogen om schade aan te richten) wordt bepaald door hun massa en snelheid. In hoofdstuk 7.5.3 van het Gele Boek [53] worden methoden gegeven waarmee deze parameters kunnen worden geschat voor exploderende vaten. Het onderhavige hoofdstuk geeft methoden voor het voorspellen van de schade die een projectiel geeft wanneer het een constructie raakt. Eén van de ernstigste effecten van een projectiel impact is het vrijkomen van de inhoud van een installatie welke wordt geperforeerd. Als gevolg hiervan zijn de gegeven methoden gericht op het voorspellen van de kans op perforatie. En aangezien de meeste constructies op industriële inrichtingen van plaatstaal of gewapend beton zijn, zijn de methoden toegespitst op deze twee constructiematerialen.

8.2 Methoden voor het berekenen van de schade en kans op sterfte door projectielen

De volgende stappen zijn nodig voor het bepalen van het risico van projectielen met een analytische methode. 1. Bepaal gewichtsverdeling van de projectielen. 2. Bepaal de beginsnelheid van de projectielen. 3. Bepaal de ballistische eigenschappen van de projectielen en voer een trajectanalyse uit. 4. Bepaal de dichtheid van de projectielen op een bepaald punt. 5. Bepaal de trefkans. 6. Bepaal het letsel of de schade. In het Gele Boek [53], hoofdstuk 7.5.3, zijn methoden gegeven waarmee de eerste drie stappen kunnen worden uitgevoerd. Voor de stappen 4 t/m 6 wordt hieronder de te volgen werkwijze beschreven.

december 2003

pagina 54 van 113


4. Bepaal de dichtheid van de projectielen op een bepaald punt. Voor een complete analyse moeten de distributie, beginsnelheid en de lanceringhoek van de projectielen bekend zijn. Voor industriële explosies is meestal echter alleen een ruwe schatting mogelijk van het aantal projectielen en de afstand die zij kunnen afleggen. In dat geval kan een schatting voor de dichtheid van de projectielen gevonden worden met:

2f

ft R

nq

π= voor rt ≤ Rf (53)

hierin is: nf : aantal projectielen (zie het Gele Boek [53], hoofdstuk 7.5.3) [-] rt : afstand vanaf het centrum van de explosie [m] qt : dichtheid van de projectielen op punt rt [1/m2] Rf : maximale vliegafstand van de projectielen (Gele Boek [53], hoofdstuk 7.5.3) [m] 5. Bepaal de trefkans De kans dat een projectiel een object of een persoon raakt, kan worden berekend. Het verwachte aantal treffers op een rechthoekig object, nt , en de trefkans, ptref, zijn:

( )( )ϕcot∗∗+∗∗= tttttt bhblqn (54)

tn

tref ep −−=1 (55)

Hierin is: ht : hoogte van het doel [m] lt : lengte van het doel [m] ptref : kans dat een object of persoon geraakt wordt door een projectiel [-] nt : verwachte aantal treffers op een object [-] bt : breedte van het doel (richting is loodrecht op de baan van het projectiel) [m] φ : gemiddelde impacthoek (90° voor een verticaal vallend projectiel) [-] Voor een persoon kunnen de volgende waarden worden gebruikt: voor de romp en het hoofd: l = 0,22 m; w = 0,4 m; h = 1,3 m. Wanneer de impacthoek niet bekend is, kan het beste 45° aangehouden worden als conservatieve schatting. 6. Bepaal de verwondingen of de schade Voor het bepalen van de verwondingen van mensen kunnen de methoden die gegeven zijn in Deel 2A, hoofdstuk 4 gebruikt worden. In Figuur 8-1 zijn voor betonnen en stalen doelen inslagen van projectielen met hoge impuls schematisch weergegeven. Bij een lage impactsnelheid op betonnen constructies zal het projectiel het doel raken en afketsen zonder dat het lokale schade veroorzaakt. Wanneer de snelheid toeneemt,

december 2003

pagina 55 van 113


zullen er stukken beton van de voorkant van het doel losraken en wegschieten. Neemt de snelheid verder toe dan zal het projectiel dieper penetreren dan de door losgeraakte deeltjes ontstane krater. Verdere toename van de snelheid resulteert in het breken van het beton aan de achterkant gevolgd door versplinteren en wegschieten van het afgebroken beton. De losgeschoten stukken beton kunnen groot zijn en een aanzienlijke snelheid bereiken. Nog hogere (projectiel)snelheden leiden tot de perforatie van het beton. Voor stalen doelen zijn de faalscenario’s meestal “plugging” en “petaling” (zie Figuur 8-1), waarbij bijna geen losgeslagen deeltjes ontstaan. Wanneer het projectiel tot stoppen wordt gebracht, moet het doel een deel van de kinetische energie van het projectiel opnemen. Dit zorgt voor de deformatie van het getroffen object. Goed ontwerp van barrières bestaat uit:

• het voorkomen van overmatige lokale schade; • het voorkomen van het instorten van de barrière door algehele deformatie van het object

Figuur 8-1 schematische weergave van impact gebeurtenissen van ‘harde’ projectiel-inslagen op betonnen en stalen doelen

Voor het bepalen van de lokale schade veroorzaakt door massief stalen projectielen op betonnen of stalen platen kunnen de relaties worden gebruikt die in de hierop volgende paragrafen zijn gegeven. Er bestaan geen simpele en algemene vergelijkingen voor het vervormen van projectielen. Wel zijn er enkele vergelijkingen voor specifieke type projectielen, zoals pijpen en houten telegraafpalen. De informatie hierover is te vinden in Brown [43], Kennedy [44], Adeli en Amin [41] en in Sliter [45]. Het gebruik van de gegeven formules bij gemakkelijk vervormbare (deformatie) objecten (auto’s, vliegtuigframes) of wanneer het doel zeer flexibel is (panelen waarbij breedte zeer groot is ten opzichte van diepte) resulteert in een extreem conservatieve schatting van de benodigde dikte voor de preventie van perforatie en/of wegschieten van projectielen. Ramler en Van Breugel [55] geven enkele methoden voor het oplossen van dit probleem.

december 2003

pagina 56 van 113


8.3 Relaties voor penetratie van beton

Adeli en Amin [41] geven formules voor het bepalen of een niet vervormbaar projectiel een betonnen blok perforeert of dat het stukken van de achterkant losslaat (‘scabbing’). De benodigde dikte dp van de betonnen plaat om perforatie door inslag van een projectiel te voorkomen, is:

( )222 0106,03214,0906,0 VNVNDd p ∗−∗∗+= (56)

met:

c

sf

fDVM

V∗

∗= 3

2

(57)

Hierin is: D : de diameter van het projectiel [m] fc : compressiesterkte van het beton [Pa] Mf : massa van het projectiel [kg] N : neusvorm-factor van het projectiel [-] platte neus : 0,72 stompe neus : 0,84 ronde neus : 1,00 scherpe neus : 1,14 Vs : raaksnelheid van het projectiel [m/s] Het projectiel zal de betonnen plaat perforeren als de plaatdikte d minder is dan dp. De benodigde dikte ds van de betonnen plaat die nodig is om het afbrokkelen van het beton aan de achterzijde te voorkomen, is:

( )222 0114,04035,08685,1 VNVNDds ∗−∗+= (58)

De vergelijkingen 56 en 58 gelden alleen voor 0,3 ≤ N * V2 ≤ 21 LET OP: extrapolatie naar hogere waarden geeft onzinnige resultaten! Adeli en Amin hebben de formules afgeleid van testdata binnen de grenzen: 27 m/s ≤ Vs ≤ 311 m/s 0,1 kg ≤ M ≤ 343 kg 0,7 ≤ d/D ≤ 18 20*10-3 m ≤ D ≤ 305*10-3 m De formules zijn gericht op het veilig ontwerpen van barrières en zijn daarom conservatief. Ze zijn echter niet te conservatief. Slechts in 25% van de gevallen wordt voorspeld dat perforatie optreedt

december 2003

pagina 57 van 113


terwijl dit niet het geval is (dat wil zeggen dat in de tests geen perforatie optrad). Voor het losraken van brokstukken aan de achterkant was dit percentage slechts 18%. In de gevallen dat de limieten van de Adeli en Amin formules worden overschreden, kan de gemodificeerde NDRC formule (Kennedy, [44]) worden toegepast. Deze formule wordt geschreven als:

8,112 VNCX ∗∗= als N*V1,8 ≤ 1/C1 (59a)

8,1

11 VNCX ∗∗+= als N*V1,8 > 1/C1 (59b)

met de dimensieloze factor:

4,01,0

21 cf fDM

CC ∗

∗= (60)

Hierin zijn de variabelen hetzelfde als in de vorige formules met de toevoeging van: C2 : constante 3,8*10-5 [m0,1*kg-0,1*Pa-0,4] X : dimensieloze penetratie diepte (x/D) [-] Elk eenhedensysteem kan gebruikt worden bij de bovenstaande formules (en de hierop volgende). Echter, om fouten te voorkomen is het beter om alles op basis van SI eenheden uit te rekenen. De plaatdikte die nodig is om perforatie te voorkomen, bedraagt:

2718,019,3 XXDd p −= als ( X < 1,35 en d/D < 3 ) (61a)

XDdp 24,132,1 += als 1,35 ≤ X ≤ 13,5 (61b)

Hierin is: d : de dikte van de betonnen plaat [m] De benodigde dikte voor het voorkomen van het losraken van beton aan de achterzijde (‘scabbing’) is:

206,591,7 XXDds −= als ( X < 0,65 en d/D < 3 ) (62a)

XDds 36,112,2 += als 0,65 ≤ X ≤ 13,5 (62b)

De gemodificeerde NDRC formules zijn ook afgeleid voor niet-vervormbare projectielen. De grenzen van deze formules zijn niet precies bekend. Hoewel de formules zijn afgeleid van een beperkte hoeveelheid testdata (van militaire projectielen) geven ze toch redelijke resultaten voorbij de grenzen van de testdata.

december 2003

pagina 58 van 113


8.4 Relaties voor penetratie van staal

De THOR vergelijking, die hieronder is gegeven, kan worden gebruikt bij het voorspellen of een massief stalen projectiel een stalen plaat perforeert (BAL, [42]). Het projectiel zal de plaat perforeren als de plaatdikte d minder is dan dp.

( )( )f

sfp A

VMCd

103,1063,1420,1

3 cos∗

∗∗= ϕ (63)

Hierin is: Af : blootgestelde oppervlak van het projectiel gedurende de impact [m2] C3 : constante (1,091*10-7 kg-1,063 * m1,897 * s1,103) [-] Mf : massa van het projectiel [kg] dp : benodigde plaatdikte om perforatie te voorkomen [m] Vs : impactsnelheid van het projectiel [m/s] φ : impacthoek (0° voor een loodrechte impact) [-] Wanneer de impacthoek niet bekend is, wordt een loodrechte impact aangehouden. Wanneer het blootgestelde oppervlak van het projectiel niet bekend is dan kan vergelijking (64) worden gebruikt. Deze formule geeft het blootgestelde oppervlak van een ‘standaard’ fragment van een bom [46].

32

645,04

∗=

staal

ff

MA

ρπ

(64)

Hierin is: ρstaal : de dichtheid van staal 7800 [kg/m3] Vergelijking (63) is afgeleid voor bomfragmenten, oftewel relatief lichte en snelle projectielen. Het is onbekend hoe nauwkeurig deze formule is voor het berekenen van de perforatie door zware projectielen.

december 2003

pagina 59 van 113


9 Schadecriteria

In de vorige hoofdstukken is een methode beschreven met behulp waarvan op globale wijze een indruk wordt verkregen van de dynamische belasting die constructies op kunnen nemen. Bij het gebruik van deze methode zijn enige kanttekeningen te plaatsen die het globale karakter ervan benadrukken. De schematisering van een constructie tot een één-massa-veersysteem en de bepaling van de statische sterkte, ductiliteit en eigenfrequentie zullen er toe leiden dat een bepaling van de dynamische sterkte op deze wijze afwijkingen van de werkelijke waarden op kunnen leveren. Een andere manier om de sterkte van constructies te bepalen kan plaatsvinden op een empirische wijze. Uit de literatuur zijn vuistregels bekend voor piekoverdrukken die een bepaalde schade tot gevolg hebben. Bezwaar tegen deze vuistregels is dat bijbehorende omschrijvingen voor wat betreft de type constructies en de optredende schadeniveaus in zeer algemene termen gesteld zijn. Verder worden alleen piekdrukken gegeven terwijl uit vorige hoofdstukken is gebleken dat ook de impuls van belang is.

9.1 Empirische data

Empirische data over de schade veroorzaakt door een explosie geven doorgaans de piekoverdruk van een schokgolf, of soms de dynamische piekdruk. De aard van belasting en de reactie hierop zijn zeer complex, hierdoor zijn deze empirische data alleen toepasbaar op gemiddelde situaties. Empirische schade gegevens voor 37 typen structuren/constructies zijn in Figuur 9-1 in combinatie met Tabel 9-2 gegeven. In Figuur 9-2 zijn gegevens voor opslagtanks opgenomen. De schade wordt geclassificeerd in drie categorieën: lichte, matige en ernstige/zware schade. De schadeniveaus kunnen als volgt omschreven worden. Ernstige/zware schade Een schade van een zodanige omvang dat verder gebruik van de constructie uitgesloten wordt tenzij het compleet gerestaureerd wordt. Bij zware schade is een aantal dragende elementen bezweken en is de constructie gedeeltelijk ingestort. Niet bezweken muren zijn zwaar beschadigd en gescheurd. Over het algemeen zullen de restanten gesloopt moeten worden.Daarom wordt voor een gebouw met ernstige schade meestal instorten bedoeld. Matige schade Een zodanige schade aan belangrijke onderdelen van een constructie of object dat normaal gebruik verhinderd wordt tenzij er grote reparaties worden verricht. Bij matige schade zal het gebouw weliswaar nog te gebruiken zijn, de muren zullen echter zwaar gescheurd en onbetrouwbaar zijn, de draagconstructie is beschadigd en ontzet, binnenmuren zijn beschadigd evenals muur- en dakbedekking. Lichte schade Een hoeveelheid schade aan gebouwen die ervoor resulteert in gebroken ramen, lichte daken muurschade, omgeblazen meubilair in het gebouw, en licht scheuren in de muurbedekking. Kleine reparaties zijn voldoende om de constructie of het object weer normaal te gebruiken.

december 2003

pagina 60 van 113


Het grootste deel van deze data is afgeleid uit Glasstone en Dolan [48] door EAI [47]. Data van constructies 1, 2 en 29 komen uit Stephens [9] en constructies 14,15 en 28 komen uit Mercx [49]. Specifieke beschrijving van de schade aan de individuele constructies is te vinden in werken van deze auteurs. Bijna alle data zijn afgeleid van grote nucleaire explosies of andere explosies met een zeer lange duur. Het gevolg hiervan is dat de data gezien kunnen worden als druklimieten. Het zal conservatieve schattingen geven voor de hoeveelheid schade bij een kortdurende explosie, al zal de mate van conservatisme variëren naar gelang het type constructie. Stalen golfplaten reageren bijvoorbeeld zeer snel (binnen 5 ms) dus er is geen conservatisme bij dit type constructie. Dynamische drukgevoelige constructies reageren vaak zeer langzaam, hierdoor is de schatting voor de schade voor dit type constructies over het algemeen zeer conservatief. Uit de voorgaande hoofdstukken is duidelijk geworden dat de op een constructie uitgeoefende druk over het algemeen niet gelijk is aan de piekoverdruk in de aankomende schokgolf, maar afhangt van het optreden van reflecties. Om een indruk te krijgen van de schade als functie van de afstand tot een explosie wordt een indeling aangehouden van 4 gebieden (9), (Tabel 8.1).

Tabel 9-1 Schadeniveaus.

Zone Niveaus [Psi] [kPa] A totale destructie > 12 > 83 B zware schade > 5 > 35 C matige schade > 2,5 > 17 D lichte schade > 0,5 > 3,5 De in de tabel vermelde waarden zijn piekoverdrukken Ps in de aankomende golf.

december 2003

pagina 61 van 113


Tabel 9-2 Beschrijving van de constructies in Figuur 9-1

Type Description of structure

1 city 2 refinery 3 glass windows, large and small 4 corrugated asbestos siding 5 corrugated steel or aluminum panelling 6 wood siding panels, standard house construction 7 concrete or cinder-block wall panels, 8" or 12" thick (not reinforced) 8 brick wall panel, 8" or 12" thick (not reinforced) 9 blast-resistant reinforced concrete windowless building 10 multi-storey wall-bearing building, brick apartment house type, up to three storeys 11 wood-frame house 12 multi-storey reinforced concrete building with concrete walls, small window area,

three to eight storeys 13 multi-storey wall-bearing building, monumental type, up to four storeys 14 typical American-style house 15 typical brick-built English house 16 45 kg LPG tank 17 68000-litre LPG bulk gas plant 18 floating- or conical roof tanks, empty 19 light steel frame industrial building, single storey, with up to 5-ton crane capacity,

low strength walls which fail quickly 20 heavy steel frame industrial building, single storey, with 25- to 50-ton crane

capacity, lightweight low strength walls which fail quickly 21 heavy steelframe industrial building, single storey, with 60- to 100-ton crane

capacity, lightweight low strength walls which fail quickly 22 multi-storey steelframe office-type building, 3 to 10 storeys. Lightweight low

strength walls which fail quickly, earthquake-resistant design 23 multi-storey steelframe office-type building, 3 to 10 storeys. Lightweight low

strength walls which fail quickly, non-earthquake-resistant design 24 multi-storey reinforced concrete-frame office-type building, 3 to 10 storeys.

Lightweight low strength walls which fail quickly, earthquake-resistant construction. 25 multi-storey reinforced concrete-frame office-type building, 3 to 10 storeys.

Lightweight low strength walls which fail quickly, non-earthquake-resistant construction.

26 railroad girder bridges, single track deck or through, open floors, span 200 ft (60 m) 27 railroad girder bridges, single track deck or through, open floors, span 75 ft (23 m) 28 pipe bridge 29 fractioning column 30 truck-mounted engineering equipment (unprotected) 31 earth-moving engineering equipment (unprotected) 32 transportation vehicles 33 unloaded railroad cars 34 loaded boxcars, flatcars, full tank cars, and gondola cars (side-on orientation) 35 merchant shipping 36 telephone lines (transverse) 37 average deciduous forest stand

december 2003

pagina 62 van 113


1.00 10.00 100.00 1000.00

1, generic (city)

2, generic (refinery)

3, window

4, asbestos panel

5, steel panel

6, wood panel

7, block panel

8, brick panel

9, concrete building

10, brick building

11, wooden house

12, concrete building

13, brick building

14, US house

15, brick UK house

16, 45 kg tank

17, 68 m3 tank

18, empty tankst

ruct

ure

type

num

ber

peak overpressure [kPa]

1.00 10.00 100.00 1000.00

19, steel frame factory



22, steel frame office

23, steel frame office

24, concrete office

25, concrete office

26, bridge (60 m)

27, bridge (23 m)

28, pipe bridge

29, fractioning column

30, equipment

31, earth moving eq.

32, vehicles

33, empty railroad cars

34, railroad cars

35, ships

36, telephone line

37, forest

stru

ctur

e ty

pe n

umbe

r

peak dynamic pressure [kPa]

light moderate severe damage

Figuur 9-1 Schade aan structuren/constructies

a) drukgevoelige constructies b) constructies gevoelig voor dynamische druk (wind) De omschrijving van het type constructie is gegeven in Tabel 9-2.

december 2003

pagina 63 van 113


0

50

100

150

0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

height / diameter ratio

peak

ove

rpre

ssur

e / k

Pa

30 m, 22 m, 15 m, empty

15 m, 50% full

15 m, 90% full

22 m, 50 % and 90% full

30 m, 50% full

30 m, 90% full

Figuur 9-2 Relaties voor schade aan opslagtanks. Deze zijn afgeleid voor zware explosies, dus dezelfde opmerkingen als bij Figuur 9-1 gelden hier ook.

Tabel 9-3 Gehanteerde effectcriteria voor overdruk volgens [54]

Equipment type Criterium falen, overdruk [bar] catastrofaal gedeeltelijk Drukvat 0,48 0,38 Atmosferisch vat (vast dak) 0,21 0,07 Atmosferisch vat (drijvend dak) 0,45 0,45 Leidingen 0,4 0,24 Gebouw 0,07 0,01 Control Building Afhankelijk van ontwerp Afhankelijk van ontwerp Voor schade aan woningen is ook informatie beschikbaar voor kortdurende explosies. Jarret [25] analyseerde een grote hoeveelheid schadegegevens over schade aan woningen. De meeste gegevens waren afkomstig van de bombardementen van Londen in de tweede wereldoorlog. Gilbert, Lees en Scilly [40] hebben Jarret’s analyse herzien. Zij geven de straal van de gemiddelde schade cirkel als functie van de massa van de explosieven. Vergelijking (65) geeft deze functie weer in een licht gewijzigde vorm.

december 2003

pagina 64 van 113


6/12

0

3/14

1

*)(

+

∗=

ex

exex

MM

MCRBMR (65)

waarin: R = straal van de cirkel waarbinnen 50% kans is op het schadeniveau zoals [m]

gedefinieerd in Tabel 9-4 Mex = de equivalente massa aan explosieven (oftewel de massa zuivere TNT [kg TNT]

die dezelfde explosieoverdruk geeft als dit op het grondoppervlak tot ontploffing wordt gebracht)

RB = factor voor schade categorie overeenkomstig Tabel 9-4 [-] C4 = constante: 7,1 [m/(kg TNT)1/3] M0 = constante 3175 [kg TNT] Dit werk is voornamelijk gebaseerd op de luchtbombardementen tijdens de tweede wereldoorlog. De criteria hebben dus betrekking op woningen uit de betreffende periode: bakstenen woningen in de stijl van 1900-1940 met enkele muren, houten vloer en dak en een hoogte van twee tot vier verdiepingen.

Tabel 9-4 Schadecategorieën voor huizen en RB ratio (verhouding tussen schade radius en schade radius voor schadecategorie B)

Categorie Rb ratio Beschrijving A 0,675 Huizen volledig verwoest; meer dan 75% van het metselwerk van de

buitenmuren ingestort. B 1,00 Huizen met dermate grote schade dat ze niet meer hersteld kunnen

worden en gesloopt moeten worden als de mogelijkheid hiertoe zich voordoet. Beschadigde huizen vallen in deze categorie indien 50% tot 75% van het metselwerk van de buitenmuren is verwoest of, als de verwoesting minder ernstig is, indien de overgebleven muren grote scheuren hebben die tonen dat ze onveilig zijn.

Cb 1,74 Huizen die door ernstige schade onbewoonbaar zijn en uitgebreid herstel behoeven. Voorbeelden van dergelijke schade zijn: gedeeltelijke of totale instorting van dakconstructies, gedeeltelijke verwoesting van één of twee buitenmuren tot 25% van het totaal en ernstige schade aan dragende delen die sloop en vervanging ervan noodzakelijk maken.

Ca 3,0 Huizen die onbewoonbaar zijn, maar redelijk snel hersteld kunnen worden. De schade is hierbij beperkt tot lichte schade aan constructies en losgeschoten delen.

D 6,0 Huizen die bewoonbaar blijven maar herstel behoeven om ernstige ongemakken te verhelpen. Bijvoorbeeld: schade aan plafonds en dakpannen, latten, dakbedekking, lichte fragmentatie effecten op muren en ruiten. Indien de enige schade bestaat uit gebroken glas in minder dan 10% van de ramen, wordt het schadegeval niet tot deze categorie gerekend.

december 2003

pagina 65 van 113


Aangezien de parameters van de schokgolf, piekoverdruk en positieve fase duur of impuls, op een bepaalde afstand worden bepaald door de hoeveelheid explosieven, is het mogelijk om een verband te leggen tussen deze blast-parameters en het schadeniveau. Figuur 9-3 geeft de resulterende druk-impuls diagram. De figuur geeft vijf iso-schadelijnen, die corresponderen met 50% kans op de schadecategorie die is gegeven in Tabel 9-4. Referentie [7] geeft de mogelijkheid tot het controleren van de resultaten die gegeven zijn in Figuur 9-3 Er staan tests beschreven in deze referentie waarbij huizen, met een 1:1 schaal, werden blootgesteld aan explosies. Voor vier typen huizen is bepaald wat het schadeniveau was voor een bepaalde druk of impuls. De schade is uitgedrukt in een percentage van de constructiekosten. De resultaten zijn goed te vergelijken met de resultaten die gegeven zijn in Figuur 9-3. De bijbehorende data is te vinden in Bijlage III.

10

100

1000

10000

100000

1.00E+03 1.00E+04 1.00E+05 1.00E+06

side-on peak overpressure [Pa]

side

-on

impu

lse

[Pa.

s]

ABCbCaD

Mex=10 kg

1001000

104

105

106

107

108

Mex=109 kg

damage category

Figuur 9-3 P-I diagram voor schade aan woningen.

Van toepassing op huizen gebouwd in de periode 1940-1940, met enkele muren, houten vloer en dak, van 2 tot 4 verdiepingen hoog.

De curven komen overeen met een kans van 50% op het bijbehorende schadeniveau. Deze schadeniveaus zijn beschreven in Tabel 9-4.

december 2003

pagina 66 van 113


In Tabel 9-5 wordt een overzicht gegeven van in de literatuur gevonden drukniveaus en bijbehorende schade, zoals die zijn geconstateerd tijdens experimenten en accidentele explosies.

Tabel 9-5 Schade aan constructies.

Schadebeschrijving Ps (kPa) Bevestiging stalen of aluminium golfplaten bezweken 7-14 Muur van betonblokken bezweken. 15-20 20-30 cm stenen muur bezweken 50 Lichte beschadiging van stalen raamwerk 8-10 Bezwijken van stalen raamwerk en weggeschoven van fundering 20 Stalen bedrijfsruimte zonder raamwerk bezweken 20-30 Beplating van licht industriegebouwtje afgerukt 30 Dak van opslagtank bezweken 7 Ondersteuning van ronde opslagtank bezweken 100 Scheuren van lege olie opslagtanks 20-30 Verplaatsing van ronde opslagtank, aangesloten leidingen bezwijken 50-100 Schade aan fractioneringkolom 35-80 Lichte vervorming van leidingbrug 20-30 Verplaatsing van leidingbrug, afbreken van leidingen 35-40 Bezwijken van leidingbrug 440-55 Plaatwerk van auto's en vrachtwagen ingedrukt 35 Houten telefoonpalen gebroken 35 Geladen treinwagons omgeslagen 50 Grote bomen omgevallen 20-40 De in Tabel 9-5 vermelde gegevens is slechts een kleine greep uit hetgeen door de diverse bronnen wordt aangedragen. Bij een nadere beschouwing blijkt dat het merendeel terug te leiden is uit gegevens uit [2], waar voornamelijk de gevolgen van nucleaire explosies worden onderzocht. De in Tabel 9-5 genoemde schade is opgetreden bij de vermelde drukken. Er wordt niet gesteld dat dezelfde schade bij lagere drukken niet op zal treden. Gezien de hoge waarden van enkele drukniveaus kan dit zeker het geval zijn. Uit de gegevens kan slechts een indruk worden verkregen, van de te verwachten schade.

9.2 Schadecriteria en probitfuncties

Uit de voorgaande paragraaf is gebleken dat slechts schaarse empirische gegevens bekend zijn waarmee de schade aan constructies t.g.v. een explosiebelasting kan worden bepaald. Voor typisch Nederlandse constructies zoals spouwmuren ontbreken de gegevens. In voorgaande hoofdstukken is een analytisch model gepresenteerd waarmee eveneens een indruk van de te verwachten schade kan worden verkregen. Toe te passen schadecriteria zullen dan ook worden samengesteld door een combinatie van beide benaderingen. Om de kans op een bepaalde schade op analytische wijze te kunnen berekenen worden ook zogenaamde probitfuncties gegeven. Deze probitfuncties worden in bijlage IV afgeleid. Samen met de tabel IV-1 uit de bijlage kan een

december 2003

pagina 67 van 113


percentage worden berekend dat de kans op een bepaalde gebeurtenis aangeeft.

9.2.1 Woningen

Hoewel niet afgeleid voor de Nederlandse situatie, zullen voor woningen de schadecriteria van Jarrett volgens Figuur 9-3 worden aangehouden. In de Nederlandse situatie bestaan naast alleenstaande woningen, ook rijtjeshuizen en flatgebouwen. Het aantal verdiepingen van flatgebouwen is over het algemeen hoger dan negen of lager dan vijf. Weinig flatgebouwen zijn aanwezig met een verdiepings-aantal tussen vier en tien. De draagconstructie van hoge flatgebouwen wordt ontworpen op de windbelasting, zodat de statische sterkte voor een horizontale belasting bekend zal zijn. Schade categorieën A en B zullen voorkomen bij fundamenteel verschillende explosie overdruk niveaus dan bij lage gebouwen.

• Voor huizen of flats tot vier verdiepingen kunnen de criteria van Jarret worden gebruikt. • Voor flats hoger dan vier verdiepingen, kunnen de criteria van Jarret worden gebruikt voor de

schade categorie:en Cb, Ca en D. • Voor de voorspelling van (gedeeltelijke) instorting van flatgebouwen hoger dan vier

verdiepingen, moet het model voor hoge gebouwen, dat beschreven is in paragraaf 9.2.2, gebruikt worden.

De afleiding van de probitfunctie voor verschillende typen gebouwen is gegeven in bijlage IV. Hier worden slechts de resultaten vermeld. De functie voor de Jarret criteria is: Als

+−≥

56

log665,0149,0logCP

Ci ss (65a)

dan

∗+−=

5

ln006,1375,4PrCPs (65b)

anders

∗+−=

6

ln513,1863,3PrCis (65c)

Waarin: C5 = constante om de waarde dimensieloos te maken: 1 [Pa] C6 = constante om de waarde dimensieloos te maken: 1 [Pa.s] De functie voor de Jarret criteria is eigenlijk geen probitfunctie. De functie voorspelt namelijk veeleer

december 2003

pagina 68 van 113


een schadeniveau dan de kans op een bepaald schadeniveau. De waarde Pr correspondeert direct met een schade categorie; zie Tabel 9-6. De waarde correspondeert niet met de waarschijnlijkheid voor categorie Cb schade en evenmin met de kosten voor reparatie in vergelijking met de waarde van het onroerende goed.

Tabel 9-6 Waarde van Pr voor elke schade categorie

Schade categorie Pr A 6,437 B 5,785 Cb 5,000 Ca 4,308 D 3,355

9.2.2 Flatgebouwen hoger dan vier verdiepingen

Voor flatgebouwen hoger dan vier verdiepingen wordt de kans op (gedeeltelijke) instorting met de volgende probitfuncties bepaald: - Schokgolf

Pr = 5 - 2,92*ln V (66) met

7,24,1 39,0

+

=

iPV (67)

- Drukgolf

Pr = 5 - 2,14*ln V (68) met

5,29,1 325,1

+

=

iPV (69)

Voor de geschaalde grootheden P en i moeten, afhankelijk van de belasting, de geschaalde waarden volgens formule (19) en (20) voor de gereflecteerde of aankomende druk en impuls worden gesubstitueerd.

december 2003

pagina 69 van 113


9.2.3 Industriële installaties

Voor industriegebouwen die niet speciaal ontworpen zijn tegen blast kunnen de criteria en probitfuncties uit de vorige paragraaf worden aangehouden. Indien windbelasting niet maatgevend is voor de statische sterkte voor horizontale belasting dient deze sterkte door berekening te worden bepaald. Blastbestendige gebouwen zoals controlegebouwen zijn ontworpen op een bepaalde overdruk en impuls. Een richtlijn voor controlegebouwen is dat wanden, waartegen reflectie optreedt, berekend moeten worden op een overdruk van 30 kPa; het dak moet tegen 20 kPa bestand zijn. In beide gevallen is de positieve faseduur 100 ms. Naast deze drukgolf dienen deze gebouwen ook bestand te zijn tegen een schokgolf met een gereflecteerde piekoverdruk van 300 kPa voor de wanden een piekoverdruk van 200 kPa voor het dak. De faseduur hierbij bedraagt 15 ms [26]. Gegevens voor industriële installaties anders dan gebouwen zijn schaars en onvolledig. Gebruik kan worden gemaakt van de in Tabel 9-5 gegeven waarden.

9.2.4 Ruitbreuk

Een ondergrens voor de statische sterkte wordt verkregen met de windbelasting volgens Figuur 5.2. Een nauwkeurige berekening van de gemiddelde statische sterkte kan plaatsvinden aan de hand van paragraaf 7.1. De dynamische sterkte wordt bepaald met behulp van Figuur 5-9 of Figuur 5-10 waarbij van een ductiliteit Du = 1 kan worden uitgegaan. Een globale indruk van de dynamische sterkte wordt verkregen met de in hoofdstuk 7 genoemde drukken of met de volgende probitfuncties:

- Ruiten in oudere gebouwen (voor 1975): Pr = -11,97 + 2,12*ln Ps (70)

- Ruiten in nieuwere gebouwen (na 1975) Pr = -16,58 + 2,53*ln Ps (71)

9.3 Voorbeelden

Voorbeeld 1: Een flatgebouw met afmetingen L x H x B = 10 x 30 x 20 m3, 10 verdiepingen hoog wordt belast op de lange gevel door een schokgolf met Ps = 0,5.105 Pa en tp = 200 ms. Wat is de te verwachten schade aan het gebouw? De belasting op een dergelijk gebouw is reeds in het voorbeeld uit paragraaf 4.5 uitgewerkt en de belasting op de draagconstructie is in Figuur 9-4 nogmaals weergegeven.

december 2003

pagina 70 van 113


Figuur 9-4 Horizontale belasting op de draagconstructie. De statische sterkte is in het voorbeeld uit paragraaf 6.1.2 berekend en bedraagt: Pst = 3445 Pa. De eigenfrequentie is in paragraaf 6.2.4 bepaald en bedraagt T = 0,7 s. Voor het bepalen van de schade van de draagconstructie dient gebruik te worden gemaakt van het één-massaveersysteem. Voor een driehoekig verloop van de belasting geven Figuur 5-9 en Figuur 5-10 een oplossing. De vorm van de belasting hier is niet zodanig dat één van beide figuren zonder meer kan worden toegepast. De belasting op de draagconstructie bestaat uit een positieve fase met een piekoverdruk van 1,2*105

Pa en een faseduur van 89 ms en een negatieve fase met een onderdruk van 0,28*105 Pa en een faseduur van 136 ms ( Figuur 9-4). De totale belastingduur is zodanig kort t.o.v. de eigentrillingstijd dat deze als impulsbelasting kan worden opgevat. Wordt de constructie als een één-massa-veersysteem beschouwd dan kan met de respons op een impulsbelasting (bijlage I) worden bepaald of er plastische vervorming op zal treden. De impuls die op de constructie wordt uitgeoefend is ongeveer gelijk aan (2):

( ) ( ) ( ) 3436089,0225,01028,021089,0102,1

21 55 =−∗∗−∗∗=i [Pa.s]

De maximaal dynamische uitbuiging voor een lineair elastisch één-massa-veersysteem wordt bepaald door

ω∗=mix̂ (I-12)

december 2003

pagina 71 van 113


De massadichtheid van gebouwen bedraagt ongeveer 200 kg/m3. De diepte van het gebouw van dit voorbeeld bedraagt 10m zodat, m = 2000 kg/m2. De eigentrillingstijd bedraagt 0,7 s waarmee de hoekfrequentie ω : 2π/0,7 = 8,98 s-1 bedraagt. De maximale doorbuiging bedraagt dan volgens (I-12):

( ) 19,098,82000

3436ˆ =∗

=x m

De statische doorbuiging bedraagt volgens (17)

KPxst =ˆ

De stijfheid K is uit ω te bepalen. Er geldt ω2 = K/m (14) zodat K = 2000*8,982 = 1,61*105 N/m3. De statische doorbuiging is dan gelijk aan stx̂ = 1,2*105/1,61*105 = 0,75 m.

De dynamische belasting factor bedraagt zodoende:

253,075.019,0

==DLF

De quasi-statische belasting die de draagconstructie krijgt te doorstaan bedraagt volgens hoofdstuk 5.3: 0,253*1,2.105 = 3,036*104 Pa. De statische sterkte bedraagt 3445 Pa, deze sterkte wordt ruimschoots overschreden: er zal plastische vervorming optreden. De benodigde ductiliteit om de impuls op te kunnen nemen volgt uit (21):

12 −∗= DuP

i st

ω

ingevuld levert dit:

6,405,013445

343698,8 2

=∗

+

∗

=Du

Deze waarde van de ductiliteit kan ook met behulp van Figuur 5-7 en Figuur 5-8 worden bepaald. Wordt de belasting opgevat als een schokgolf met P = 1,2.105 en i = 3435 Pa.s dan volgt tp = 0,057 s. Voor de Figuur 5-8 zijn benodigd:

08,07,0

057,0==

Tt p

en 03,0102,1

34455 =

∗=DLF

december 2003

pagina 72 van 113


Beide waarden staan echter niet in de figuur. Extrapolatie levert echter ook een waarde van ongeveer Du = 40 op. Deze waarde van de ductiliteit is veel groter dan de waarde die voor gebouwen wordt gehanteerd. In paragraaf 6.3 wordt een gemiddelde waarde van Du = 5 genoemd. De draagconstructie zal dus zijn bezweken. Om Figuur 5-10 te kunnen toepassen wordt alleen de positieve belastingfase beschouwd. Op deze wijze zal de uitwerking enigszins worden overschat. Benodigd zijn P en i volgens (20) en (19):

8,343445

102,1 5

=∗

=P

en

( )9,13

3445

98,8089,0102,121 5

=∗∗∗

=i

Uit Figuur 5-10 blijkt dat deze combinatie ver boven de gegeven lijnen voor constante ductiliteit ligt, zodat de constructie bezweken is. De probitfunctie voor schokgolven levert met (66) en (67)

022,09,13

38,349,0

7,24,1

=

+

=V

Pr = 5 - 2,92*ln 0,022 = 16,2. Uit tabel IV-1 volgt een kans op instorten van de draagconstructie die groter is dan 99,9%. Voorbeeld 2 Een gasexplosie op een industrieterrein veroorzaakt een drukgolf in een op enkele honderden meters afstand gelegen woonwijk. De piekdruk in de drukgolf ter plaatse van de woonwijk bedraagt 5 kPa en de faseduur bedraagt 500 ms. De woonwijk bestaat uit eengezinswoningen, flats tot 4 verdiepingen en enkele hoge flats met afmetingen die overeenkomen met die in het vorige voorbeeld. Wat is de te verwachten schade ten gevolge van de drukgolf en wat is de kans op bepaalde schadeniveaus? Om gebruik van Figuur 9-3 te kunnen maken is naast de piekoverdruk Ps = 5 kPa ook de impuls nodig; i = 0,5*5000*0,5 = 1250 Pa*s. De combinatie druk en impuls ligt vlakbij lijn Ca uit Figuur 9-3. Er zal lichte schade optreden. Het schadeniveau kan ook worden bepaald met de Jarret criteria (vergelijking 52). De

december 2003

pagina 73 van 113


waarschijnlijkheid van optreden van een bepaald schadeniveau kan echter niet worden bepaald met deze vergelijking.

6

logCis = 3,1

Deze waarde is groter dan:

+−

5

log665,0149,0CPs = 2,3

Derhalve wordt vergelijking (65b) gebruikt.

∗+−=

5

ln006,1375,4PrCPs = 4,19

Bij vergelijking met deze waarde voor Pr met de waarden in Tabel 9-6, volgt dat deze het dichtst bij de waarde voor schadecategorie Ca ligt (deze bedraagt 4,3). De kans op schade van categorie Ca zal lager zijn dan 50%, omdat de berekende waarde voor Pr (4,19) onder die waarde voor Pr (4,3) ligt die overeenkomt met een kans van 50% op het bijbehorende schadeniveau. De kans op ruitbreuk in oudere huizen wordt volgens probitrelatie (70) en tabel IV-1 bepaald: Pr = - 11,97 + 2,12* ln(5000) = 6,086; kans = 86% De kans op ruitbreuk in nieuwere huizen wordt volgens probitrelatie (71) en tabel IV-1 bepaald:: Pr = - 16,58 + 2,53* ln(5000) = 4,968; kans = 49% De belasting op de draagconstructie van de hoge flats wordt weergegeven door Figuur 9-5. Bepaald is dat volgens (6):

PaQ 895000107

500025

5

2

=+∗

∗=

en volgens (9);

smU /347107500061340 5 =∗∗

+=

terwijl

sUL 030,0

34710

==

december 2003

pagina 74 van 113


Figuur 9-5 Horizontale belasting op een draagconstructie van een flatgebouw als gevolg van een drukgolf.

De resulterende horizontale belasting op de draagconstructie is laag, maximaal 610 Pa. Schade aan de draagconstructie treedt dan ook niet op. De belasting op de voor-, zij- en achtergevel en het dak is maximaal 5000 Pa zodat plaatselijk wel schade op kan treden. Voorbeeld 3 Een ruit met afmetingen 1,5 x 1,0 m2 en een dikte van 5 mm heeft een gemiddelde statische sterkte van 8,43*103 Pa (zie voorbeeld in paragraaf 7.2). Kan deze ruit de drukgolf uit het vorige voorbeeld weerstaan? Van de belasting is bekend:

• de vorm: drukgolf • de piekoverdruk: Ps = 5000 Pa • de impuls: is = ½.5000.½ = 1250 Pa.s

Van de ruit is bekend:

• de ductiliteit: Du =1 • de statische sterkte: Pst = 8,43*103 Pa

De eigenfrequentie is nog nader te bepalen. Uit (40) volgt met E = 75*109 Pa, ρ = 2500 kg/m3 en ν = 0,5 dat:

( )( ) Hzf 6,12

25,01005,02500

005,01075121

0,11

5,11

2 2

39

22 =−∗

∗∗

+=

π

december 2003

pagina 75 van 113


796,1222 =∗=∗= ππω f [s-1]

59,0==st

s

PP

P en 7,111043,8791250

3 =∗∗

=∗

=stP

ii ω

In Figuur 5-9 Druk-impulsdiagram voor een drukgolf. ligt deze P - i combinatie onder de lijn Du = 1. De ruit blijft dus heel.

december 2003

pagina 76 van 113


10 Conclusies en aanbevelingen

Het is mogelijk gebleken om, met behulp van een combinatie van empirische gegevens en een eenvoudig analytisch model, een globaal inzicht te verkrijgen in de uitwerking van blast op constructies. Voor woonhuizen, flats tot vier verdiepingen en soortgelijke constructievormen kan gebruik worden gemaakt van een empirische bepaalde druk-impulsdiagram. Voor de draagconstructie van hogere gebouwen wordt een druk-impulsdiagram gebruikt dat is bepaald door schematisatie van de constructie tot een één-massa-veersysteem. De nauwkeurigheid van dit analytisch model wordt bepaald door de invoergegevens die over het algemeen slechts globaal kunnen worden bepaald. Door toepassen van het analytisch model wordt inzicht verkregen in de interactie van blast met een constructie en de dynamische respons van de constructie. Gegevens van schade aan constructies ten gevolge van explosies zijn in het algemeen schaars; zeker van explosies waarvan de sterkte bekend is, zodat de opgetreden schade daaraan kan worden gerelateerd. Ook voor de Nederlandse situatie zijn deze gegevens schaars. Vuistregels om de schade te kunnen bepalen, zijn vastgesteld met behulp van gegevens uit de tweede wereldoorlog of op grond van experimenten waarbij het druktijdsverloop zodanig was dat de resultaten van die experimenten met voorzichtigheid toegepast moeten worden. Er is een stappen-methode ontwikkeld voor het bepalen van de schade die door brokstukken en projectielen veroorzaakt kan worden indien deze een constructie raken. Voor betonnen en stalen constructies zijn penetratie-relaties opgesteld waarmee voorspeld kan worden of een plaat van een bepaalde dikte wordt geperforeerd afhankelijk van de massa, snelheid, impacthoek en raakoppervlak van het projectiel dat de constructie raakt. De sterkte van ruiten kan met behulp van de in dit rapport gegeven methode nauwkeurig worden bepaald. In vergelijking met de uit de windbelasting berekende statische sterkte van constructies blijkt de sterkte van ruiten hoog. Waarschijnlijk geeft de uit de windbelasting bepaalde sterkte te lage waarden. Tenslotte is ook gebleken dat de eigenfrequentie van constructies voldoende nauwkeurig kan worden bepaald.

december 2003

pagina 77 van 113



1. Baker W.E., Cox P.A., Westine P.S et al. Explosion hazards and evaluation. Elseviers Scientific Publishing Company (1983).

2. Glasstone S. The effects of nuclear weapons. United States Atomic Energy Commission

(1957).

3. Technische grondslagen voor de berekening van bouwkonstrukties, TGB 1972. NEN 3850 (1972).

4. Dragosavic e.a. Schade aan gebouwen ten gevolge van de explosie van een gaswolk. IBBC-

TNO (1976).

5. Uniform Building Code, vol-1 International conference of building officials. Pasadena, California (1970).

6. Clough R.W., Penzien J. Dynamics of structures. McGraw-Hill (1975).

7. Wilton C., Gabrielsen B. House damage assessment. 14th Annual Explosives Safety Seminar

(1972).

8. Pickering E., Bockholt J.L. Probabilistic air blast failure criteria for urban structures. Stanford Research Institute (1971).

9. Stephens M.M. Minimizing damage to refineries from nuclear attack, natural and other

disasters. The office of oil and gas, Department of the Interior, USA (1970)

10. Schwanecke R. Sicherheitsanforderungen an Messwarten Wasser. Luft und Betrieb 13 (1969) Nr. 6.

11. Giesbrecht H., Hemmex G. et al. Analysis of explosion hazards on spontaneous release of

inflammable gases into the atmosphere. Ger. Chemical Engineer 4 (1981).

12. Harmanny A. De respons van gebouwen op een explosiebelasting PML-TNO, 1982.

13. Biggs J.M. Introduction to structural dynamics. McGraw-Hill (1964).

14. Technische grondslagen voor de berekening van bouwkonstrukties TGB 1972 - Staal. Staalconstructies NEN 3851 (1974).

15. Technische grondslagen voor de berekening van bouwkonstrukties TGB 1972 - Hout.

Houtconstructies NEN 3852 (1974).

16. Voorschriften Beton VB 1974. Deel A: Gemeenschappelijk gedeelte, NEN 3861 (1977).

17. Diktebepaling van ruiten van vensterglas en spiegelglas. NEN 2608 (1968).

december 2003

pagina 78 van 113


18. Norris C.H. et al. Structural design for dynamic loads. McGraw-Hill (1959).

19. Steffens R.J. Structural vibration and damage. Department of the Environment, Building

Research Establishment, London (1974).

20. Blevins R.D. Formulas for natural frequency and mode shape. Van Nostrand Reinhold (1979).

21. Adeli H. Approximate formulae for period of vibrations of building systems. Civil Engineering for practicing and design engineers, vol.4 (1985).

22. Dowding C.H. Dynamic properties of residential structures subjected to blast loading. Journal

of the Hydraulics Division. ASCE, vol. 107, ST7 (1981).

23. Design and siting of buildings to resist explosions and fire. Oyer Publishing Limited, London (1980).

24. Timoshenko et al. Vibration problems in Engineering. John Wiley and Sons (1974).

25. Jarrett D.E. Derivation of the British explosives safety distances. Anuals of the New York

Academy of Sciences, vol. 152 (1968).

26. Veiligheid van gebouwen in de procesindustrie. Directoraat Generaal van de Arbeid (concept, 1987).

27. Edwards A.T. Experimental studies of the effects of blasting on structures. The Engineer

(1960).

28. Fletcher E.R., Richmond D.R. Glass fragment hazard from windows broken bij air blast. Lovelance Biomedical and Environmental Research Institute. Albuquerque New Mexico (1980).

29. Nowee J., Harmanny A. De invloed van het glaskozijn op de dynamische bezwijkbelasting van

ruiten. PML-TNO (1983).

30. Methoden voor het berekenen van de fysische effekten van het incidenteel vrijkomen van gevaarlijke stoffen. Directoraat-Generaal van de Arbeid, Voorburg (1979).

31. Pekan O.A., Gocevski V. Elasto-plastic analysis of coupled shear walls. Eng. Struct. (1981)

vol. 3.

32. Muguruma H. Study on hysteretic behaviour of statically indeterminate prestressed concrete frame structure subjected to reversed cyclic lateral load. Structural concrete under seismic actions, vol. 3. Proceedings 1979.

33. Karthaus W., Leussink J.W. Dynamic loading: more than just a dynamic load factor.

Proceedings of the First Symposium on the Interaction of nonnuclear munitions with

december 2003

pagina 79 van 113


structures. Colorado (1983).

34. Schiebroek C.J.M., Nelissen M.G.P. Ontwerp voor een explosiebestendig controlegebouw op Rozenburg / Rotterdam. Cement (1979), nr. 6.

35. Kingerey C.N., Coulter G.A. Reflected overpressure impuls on a finite structure. ARBRL-TR-02

537, 1983.

36. Dewey J.M., Heilig W., Reichenbach W. Height of burst results from small scale explosions. Proceedings MABS 9, 1985.

37. Newmark N.M. et al. Principles and practises for design of hardened structures. U.S.

Department of Commerce, AB-295 408, 1962.

38. Lees, F.P., Loss Prevention in the Process Industries, 2nd edition, Butterworth Heinemann, Oxford, 1996.

39. Scilly en High, 1986.

40. Gilbert, Lees en Scilly, A model for the effects of a condensed phase explosion in a built-up

area, Private communication, 1994.

41. Adeli, H. en Amin, A.M., Local effects of impactors on concrete structures, 301-317, Nuclear Eng. & Design 88, 1985.

42. BAL, Project THOR, The resistance of various metallic materials to perforation by steel

fragments; empirical relationships for fragment residual velocity abd residual weight, Ballistic Analysis Laboratory, Report No. 47, 21 April 1961.

43. Brown, S.J., Energy release protection for pressurized systems, Part II, Review of studies into

impact/terminal ballistics, Appl. Mech. Rev., Vol 39, No. 2, Fe. 1986.

44. Kennedy, R.P., A review of procedures for the analysis and design of concrete structures to resist projectiel impact effects, Nuclear Engineering and Design, 37, 1976.

45. Sliter, G.E., Assesment of empirical concrete impact formulas, ASCE J Struct Div, May 1980.

46. TM 5-1300, Structures to resist the effects of accidental explosions, Departments of the Army,

the Navy and the Air Force, TM 5-1300, NAVFAC P-397, AFR 88-22, November 1990.

47. Engineering Analysis, Inc., High explosive damage assessment model, 5th industrial version in SI units, 1997.

48. Glasstone, S. en Dolan, P.J., The effects of nuclear weapons, US DOD and US DOE, 1977.

49. Mercx, W.P.M., CPR 16E, Methods for the determination of possible damage, 1990.

december 2003

pagina 80 van 113


50. Nowee, J. en Harmanny, A., De invloed van het glaskozijn op de dynamische bezwijkbelasting van ruiten, PML TNO, 1983.

51. Verhagen, Th. L.A., Eindrapportage ruitbreukonderzoek, PML TNO, 1991.

1981.

54. HSE 1998, Developments of methods to assess the significance of domino effects from major

hazards sites, contract research Dep. 183/1998, prepared by W.S. Atkins, Safety & Reliability.

55. Ramler, J.P.G. and Breugel, K. van; Impact, TU Delft, report no. 25.5-89-06/A1, Delft,

52. Timoshenko, S.P. en Woinowsky-Krieger, S., Theory of plates and shells (second edition),

September 1992.

53. PGS 2, Methods for the calculation of physical effects (het "Gele Boek"). (Voorheen CPR 14E, rapport van de Commissie Preventie van Rampen door gevaarlijke stoffen, Sdu Uitgevers, 3e editie 1997.)

december 2003

pagina 81 van 113


Lijst van gebruikte symbolen

A : oppervlakte [m2] Af : oppervlak van projectiel gedurende de inslag [m2] Ai : inwendige arbeid [J] Ak : doorsnede kolom [m2] Al : doorsnede ligger [m2] Au : uitwendige arbeid [J] a : afmeting [m] B : breedte [m] Bk : kolomafstand [m] b : afmeting [m] bt : breedte van het doel (richting is loodrecht op de baan van het projectiel) [m] C, C1, C2 : constanten C1 : dimensieloze vairiabele gebruikt in penetratierelatie [-] C2 : constante gebruikt in penetratierelatie 3,8*10-5m0,1kg-0,1Pa-0,4 C3 : constante gebruikt in penetratierelatie 1,091*10-7kg-1,063m1,897s1,103

C4 : constante gebruikt in relatie voor schade aan woningen 7,1 m/(kg TNT)1/3

C5 : constante gebruikt om dimensieloze waarden te verkrijgen 1 [Pa] C6 : constante gebruikt om dimensieloze waarden te verkrijgen 1 [Pa*s] C7 : constante gebruikt om dimensieloze waarden te verkrijgen 1 [m] C8 : constante voor theoretische faalsterkte van glas 14,9 [MPa] CD : ‘drag’coëfficiënt [-] Cp : soortelijke warmte bij constante druk [J/kg*K] Cv : soortelijke warmte bij constant volume [J/kg*K] Cw : windcoëfficiënt [-] co : geluidsnelheid bij atmosferische druk [m/s] D : diameter van projectiel [m] DLF : dynamische belastingsfactor [-] Du : ductiliteit [-] d : plaatdikte [m] dp : benodigde plaatdikte om penetratie te voorkomen [m] ds : benodigde plaatsdikte (voor beton) om afbrokkelen te voorkomen [m] E : elasticiteitsmodulus [Pa] Ek : kinetische energie [J] Ep : potentiële energie [J] Fb : kracht [N] Fv : veerkracht [N] f : (eigen)frequentie [Hz] fc : compressiesterkte [Pa] ft : theoretische faalsterkte of treksterkte [Pa] fo(x) : doorbuiging bij eenheidsbelasting [m] g : zwaartekrachtversnelling [m2/s] H : hoogte [m] h : (verdieping)hoogte [m]

december 2003

pagina 82 van 113


ht : hoogte van het doel [m] I : traagheidsmoment [m4] Ik : traagheidsmoment kolom [m4] i : impuls per oppervlakte-eenheid [Pa*s] ir : positieve impuls van de gereflecteerde blast [Pa*s] is : positieve impuls van de aankomende blast [Pa*s] K : veerconstante [N/m] ki : constante [Hz/m-3/4], [Hz/m], [Hz/m-1/2] L : diepte [m] lt : lengte van het doel [m] l : liggerlengte of lengte van het doel [m] M : massa [kg] Mex : equivalente massa voor explosieven [kg TNT] Mf : massa van het projectiel [kg] Mst : statisch opneembaar moment [Nm/m] Mw : moment t.g.v. windbelasting / inklemmingsmoment [Nm/m] M0 : constante gebruit in relatie voor schade aan woningen 3175 kg TNT m : massa per lengte- of oppervlakte-eenheid [kg/m], [kg/m2] N : neusvorm-factor van het projectiel [-] n : aantal verdiepingen [-] nf : aantal projectielen (zie gele boek sectie 7.5.3) [-] nt : verwachte aantal treffers op een object [-] P : belasting per oppervlakte-eenheid [Pa] ptref : kans dat een object of persoon geraakt wordt door een projectiel [-] Pr : probit [-] Pr : gereflecteerde piekoverdruk [Pa] Ps : aankomende piekoverdruk [Pa] Pst : statisch opneembare belasting [Pa] peg : belasting door eigen gewicht [Pa] po : atmosferische druk [Pa] ps : absolute druk [Pa] pw : windbelasting [Pa] Q : belasting door luchtdeeltjes [Pa] QD : dynamische druk [Pa] q : gelijkmatig verdeelde belasting [Pa] qt : dichtheid van fragmenten bij reikwijdte rt [1/m2] qw : stuwdruk t.g.v. wind [Pa] qmidden : druk waarbij de theoretische faalsterkte wordt bereikt in het midden van een ruit [Pa] qhoek : druk waarbij de theoretische faalsterkte wordt bereikt in de hoek van een ruit [Pa] R : straal van de cirkel waar er ongeveer 50% van de gedefiniëerde schade is [m] RB : factor die staat voor een schade niveau [-] Rf : maximale vlieg reikwijdte van een fragment (zie gele boek, sectie 7.5.3) [m] rc : reflectiecoëfficiënt [-] rt : afstand vanaf het centrum van de explosie [m] S : karakteristieke afmeting van een vlak [m] s : totale impuls [N*s] T : eigentrillingstijd [s]

december 2003

pagina 83 van 113


t : tijd [s] tp : positieve faseduur [s] ts : looptijd ontlastende golf [s] t0, t1 : tijdstippen [s] U : golffrontsnelheid [m/s] us : deeltjessnelheid [m/s] V : variabele V : dimensieloze snelheid van projectiel [-] Vs : raaksnelheid van een projectiel [m/s] w : doorbuiging [m] w : breedte van het doel(loodrecht op de baan van het projectiel) [m] X : dimensieloze penetratiediepte [-] x : coördinaat, verplaatsing [m] xel : elastische verplaatsing [m] xr : restverplaatsing of (blijvende) vervorming [m] xst : statische verplaatsing [m] x&& : versnelling [m/s2] y : coördinaat [m] αi : hoek van inval [°] β : veiligheidscoëfficiënt [-] γ : verhouding Cp/Cv [-] δ : doorbuiging [m] δkr : kritische doorbuiging [m] Σ : sommatieteken η : correctiefactor [-] ν : dwarscontractiecoëfficiënt [-] φ : gemiddelde hoek van inslag [-] ρ : soortelijke massa [kg/m3] ρs : luchtdichtheid [kg/m3] ρsteel : dichtheid van staal 7800 [kg/m3] σ : spanning [Pa] ω : hoekfrequentie [s-1] ωo : percentage trekwapening [-] ωo’ : percentage drukwapening [-] Bovenvoegsels x : geschaalde x x̂ : maximale x x' : limietwaarde van x

december 2003

pagina 84 van 113


Bijlage I Eén-massa-veersysteem.

In deze bijlage zal de respons van een één-massa-veersysteem op enkele belastingen worden bepaald. De differentiaalvergelijking die de beweging van een één-massa-veersysteem met een lineaire veerkarakteristiek beschrijft, wordt weergegeven door:

( )tFxKxM b=∗+∗ && (I-1)

(zie Figuur 5-2 en vergelijking (13)). De oplossing van de homogene vergelijking:

02 =∗+ xx ω&& (I-2)

met MK

=2ω (I-3)

wordt gegeven door ( ) tCtCtx ωω cossin 21 ∗+∗= (I-4)

De constanten C1 en C2 worden bepaald door de beginvoorwaarden. Geldt bijvoorbeeld dat op t = 0 een beginverplaatsing x(0) = xo en een beginsnelheid x& (0) = x& o aanwezig is, dan volgt:

( ) txtx

tx oo ωωω

cossin ∗+∗=&

(I-5)

De totale oplossing voor (I-1) wordt gevonden door (I-4) uit te breiden met een particuliere oplossing. Bij de hier beschouwde explosiebelastingen zijn er twee extremen te onderscheiden. Enerzijds de situatie waarbij de positieve faseduur tp groot is t.o.v. de eigentrillingstijd T: tp >> T (I-6) en anderzijds de situatie dat de positieve faseduur klein is t.o.v. de eigentrillingstijd T: tp << T (I-7) Verder wordt bij de explosiebelastingen onderscheid gemaakt tussen een schok- en een drukgolf. Is er sprake van een schokgolf en de situatie waarvoor (I-6) geldt dan kan de belasting weergegeven worden door een zogenaamde "stap"belasting volgens Figuur I-1.

december 2003

pagina 85 van 113


Figuur I-1. "Stap" belasting. Bij een drukgolf waarvoor geldt tp >> T groeit de belasting zo langzaam aan dat op elk moment sprake is van een statische belasting. Geldt tp << T dan kan de belasting van een schok- en een drukgolf worden weergegeven door een impulsbelasting volgens Figuur I-2.

Figuur I-2. Impulsbelasting. Voor de respons is nu de totale impuls S van belang die door de schok- of drukgolf wordt overgedragen. De particuliere oplossing voor de stapbelasting (Figuur I-1) die aangrijpt op t = to = 0 is gelijk aan:

KF

x bˆ

= (I-8)

Met de beginvoorwaarden ( ) 00 =x en ( ) 00 =x& volgt dat

C1 = 0 en KF

C bˆ

2 = zodat de uiteindelijke oplossing gelijk is aan:

( )tKF

x b ωcos1ˆ

−= (I-10)

De oplossing voor een impulsbelasting op t = 0 wordt gegeven door de oplossing van de homogene vergelijking. Immers voor t > 0 is er geen uitwendige belasting meer aanwezig. De beginsnelheid xo is te bepalen uit de impulsbalans:

december 2003

pagina 86 van 113


SxM o =∗ & (I-11)

waarin S de totale impuls voorstelt zodat de beginvoorwaarde luidt:

( )MSx == 00&

De oplossing wordt dan:

( ) tMStx ωω

sin∗∗

= (I-12)

De dynamische belastingfactor (DLF) wordt gevonden door de maximale dynamische verplaatsing te delen door de statische verplaatsing:

KF

x bst

ˆˆ =

Voor een stapbelasting is eenvoudig te vinden dat DLF = 2. De DLF voor een impulsbelasting is afhankelijk van de belastingvorm. Voor een schokgolf geldt S = Fb*tp zodat

pb

pb tFK

MtF

DLF ∗=∗∗

∗= ω

ω ˆ

ˆ (I-13)

Voor een drukgolf geldt

pb tFS ∗= ˆ21

zodat

pb

pb tFK

MtF

DLF ∗=∗∗

∗= ω

ω 21

ˆ2

ˆ (I-14)

In Figuur 5-5 en Figuur 5-6 is het verloop van de DLF weergegeven als functie van de verhouding tp/T voor respectievelijk een schok- en een drukgolf. Met T = 2π/ω zijn de bovenafgeleide DLF's voor de extremen eenvoudig terug te vinden. De waarden van de DLF voor beide uiterste vormen van belasting kunnen ook met behulp van een energiebeschouwing als volgt worden afgeleid: - Sprongbelasting, lineair elastisch.

december 2003

pagina 87 van 113


De uitwendige arbeid Au is gelijk aan:

xFA bu ∗= ˆ (I-15)

De inwendige arbeid Ai is gelijk aan:

xFA vi ∗= ˆ21

(I-16)

(zie Figuur 5-4a). Eenvoudig volgt met Ai = Au dat

2ˆˆ==

b

v

FF

DLF

- Impulsbelasting, lineair elastisch. De door de impuls S overgedragen energie bedraagt:

MSAu 2

2

= (I-17)

Voor de schok- respectievelijk drukgolf geldt:

pb tFS ∗= ˆ resp. pb tFS ∗= ˆ21

zodat met (I-17) in combinatie met (I-16) het volgende afgeleid kan worden: Schokgolf: DLF = ω*tp (I-18) Drukgolf : DLF = ½*ω*tp (I-19) Voor elastoplastisch gedrag zijn de uiterste vormen van belasting op identieke wijze te bepalen. Naast (I-15) en (I-17) geldt nu (Figuur 4.4d):

−∗= elvi xxFA ˆ

21ˆ ( )elxx ˆ> (I-18)

zodat voor de sprongbelasting geldt

december 2003

pagina 88 van 113


xx

DLF el

2ˆ

1−= (I-19)

voor de impulsbelasting is af te leiden dat

1ˆ

2 −∗=el

v

xxF

Sω

(I-20)

zodat voor de schokgolf geldt

1ˆ2

1

−∗∗=

el

p

xx

tDLF ω (I-21)

en voor de drukgolf

1ˆ2

121

−∗∗=

el

p

xx

tDLF ω (I-22)

De uiterste waarden voor de maximaal op te nemen belasting, de druk- en impulsasymptoot zoals bedoeld in paragraaf 4.4 (21), (22) en (23) volgen uit (I-19) en (I-20) met behulp van

vst FS

Pi= (I-23)

en

elxxDuˆˆ

= (I-24)

december 2003

pagina 89 van 113


Bijlage II Methode van Rayleigh.

De methode van Rayleigh zal worden toegepast voor de bepaling van de eigenfrequentie van een vrij opgelegde ligger en een vrij opgelegde plaat. Een trilling van een ligger kan worden beschreven door: ( ) ( ) txfPtxw o ωsin, ∗∗= (II-1)

waarin w(x,t) : de doorbuiging als functie van plaats en tijd. fo(x) : de doorbuiging ten gevolge van een éénheidsbelasting. P : de amplitude van de belasting. Op tijdstip t = 0 is de verplaatsing gelijk aan nul en is de kinetische energie Ek maximaal:

( ) dxttxmE

l

k

2

0

,21

∫

∗=

δδω

(II-2)

waarin m : de liggermassa per lengte-eenheid l : de liggerlengte De vergelijking kan ook worden geschreven als

( ) dxxfPmE ok

21

0

22

21

∫∗∗∗= ω (II-3)

Op tijdstip 2π

=t is de snelheid gelijk aan nul en is alle kinetische energie omgezet in potentiële

energie Ep. De potentiële energie Ep wordt beschreven door:

( )dxtxwPEl

p ,21

0∫∗=

(II-4) of anders geschreven:

( )dxxfPEl

op ∫∗=0

2

21

(II-5)

Omdat Ep = Ek kan worden afgeleid dat:

( )

( )dxxfm

dxxf

l

o

l

o

∫

∫

∗=

0

2

02ω (II-6)

december 2003

pagina 90 van 113


Indien nu een type vervorming wordt gekozen kan de bijbehorende eigenfrequentie worden bepaald. Een voor de hand liggende keuze is:

( )

∗

∗=lxfxf oo

πsin (II-7)

waarin fo de maximale doorbuiging is. Na substitutie van (II-7) in (II-6) volgt:

πω

∗∗=

ofm42 (II-8)

Voor de maximale doorbuiging δ door het eigen gewicht in g geldt:

ofgm ∗∗=δ (II-9)

Gesubstitueerd in (II-8) levert dit:

δπω

∗=

g42 (II-10)

en met

ωπ2

=T (II-11)

volgt

δ76,1=T (II-12)

Voor een plaat met afmetingen a en b wordt de uitdrukking voor de eigenfrequentie:

( )

( )∫ ∫

∫ ∫

∗= a

o

b

oo

a

o

b

oo

dxdyyxfm

dxdyyxf

,

,

2

2ω (II-13)

waarin nu m de massa per oppervlakte-eenheid voorstelt. Als voor de type vervorming

( )

∗

∗=

by

axfyxf oo

*sin*sin, ππ

(II-14) wordt aangehouden en gesubstitueerd in (II-13) dan volgt samen met (II-11) dat:

δ58,1=T (II-15)

december 2003

pagina 91 van 113


Bijlage III Vergelijking van de schadecriteria van Jarret met experimenten op ware grootte.

In referentie [7] worden experimenten beschreven waarbij vier verschillende typen woonhuizen zijn onderworpen aan een explosiebelasting. Hoewel voornamelijk typisch Amerikaanse woonhuizen zijn beproefd, zijn ook Europeesachtige woonhuizen beproefd. Typisch Nederlandse woonhuizen met spouwmuren zijn niet beproefd. Tabel III-1 geeft een overzicht. Tabel III-1. Beproefde typen woonhuizen. type 1 Twee verdiepingen houten huis met grondoppervlak 10 x 7,5 m2, volledig onderkelderd.

Het huis heeft een zadeldak. type 2 Twee verdiepingen stenen huis, dragende 1-steens muren. Grondoppervlak 10 x 7,5 m2.

Volledig onderkelderd; zadeldak. type 3 Eén verdieping houten huis op een betonnen vloer. De badkamer was uitgevoerd met 20

cm dikke gewapend betonnen muren. type 4: Twee verdiepingen stenen huis met dragende muren. Grondoppervlak 12 x 9 m2; hoogte

11 m. Schuin dak. In de zijmuren bevinden zich geen ramen. Voor het bepalen van het schadepercentage is men als volgt te werk gegaan. De totale bouwkosten werden onderverdeeld in kosten voor bepaalde onderdelen zoals dak, muren, vloeren, deuren, ramen etc. Na beproeven is voor elk onderdeel een schadepercentage vastgesteld zodat samen met de kostenverdeling één percentage de totale schade aangeeft. Tabel III-2 geeft een overzicht van de schadepercentages zoals die bij verschillende druk- en impulsniveaus zijn geconstateerd Tabel III-2. Proefresultaten. Type Druk Ps (kPa) Impuls is (Pa.s) Schade (%)

12,4 6200 13,7 34,0 12000 81,6 27,6 11000 35,6 17,9 7900 17,7 9 324 5,2 8 300 6,5 7,6 1276 5,6 11,0 1110 10,8

1

18,6 2340 25,2 11,7 5790 10,9 2 35,2 12760 81,4 13,1 5790 11,7 3 35,2 12800 81,6 24,8 3585 23 4 59,3 6340 53

Deze proefresultaten kunnen vergeleken worden met de schadecriteria van Jarrett uit Figuur 7.3, hoewel de vergelijking in feite alleen op gaat voor de stenen huizen. In Figuur III-1 zijn proefresultaten en criteria gecombineerd.

december 2003

pagina 92 van 113


Figuur III-1. Vergelijking criteria en proefresultaten. De proefresultaten liggen alle in het drukgebied van het diagram. Bij schadepercentages rond 10% bestond de schade voornamelijk uit ruitbreuk, ingedrukte deuren en lichte dakbeschadiging. Het aandeel van de fundering in het kostenoverzicht bedraagt ongeveer 20%. Bij de percentages rond 80% is de fundering slechts gering beschadigd. De woning kan dan ook als ingestort worden beschouwd. Hoewel slechts enkele stenen huizen werden beproefd is de overeenkomst tussen resultaten en criteria goed.

december 2003

pagina 93 van 113


Bijlage IV Probitfuncties.

Met behulp van de probitfunctie: Pr = C1 + C2*ln V (IV-1) waarin Pr : de probit C1 en C2 : constanten V : een variabele kan afhankelijk van de waarde van de variabele V een percentage worden bepaald dat de kans op een bepaalde gebeurtenis aangeeft. Het percentage dat bij een bepaalde waarde van de probit Pr behoort, volgt uit Tabel IV-1: Tabel IV-1. Relatie tussen kansen en probits. % 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 -- 2.67 2.95 3.12 3.25 3.36 3.45 3.52 3.59 3.66 10 3.72 3.77 3.82 3.897 3.92 3.96 4.01 4.05 4.08 4.12 20 4.16 4.19 4.23 4.26 4.29 4.33 4.36 4.39 4.42 4.45 30 4.48 4.50 4.53 4.56 4.59 4.61 4.64 4.67 4.69 4.72 40 4.75 4.77 4.80 4.82 4.85 4.87 4.90 4.92 4.95 4.97 50 5.00 5.03 5.05 5.08 5.10 5.13 5.15 5.18 5.20 5.23 60 5.25 5.28 5.31 5.33 5.36 5.39 5.41 5.44 5.47 5.50. 70 5.52 5.55 5.58 5.61 5.64 5.67 5.71 5.74 5.77 5.81 80 5.84 5.88 5.92 5.95 5.99 6.04 6.08 6.13 6.18 6.23 90 6.28 6.34 6.41 6.48 6.55 6.64 6.75 6.88 7.05 7.33 -- 0.0 0.1 0.3 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 99 7.33 7.37 7.41 7.46 7.51 7.58 7.65 7.75 7.88 8.09 In het vervolg van deze bijlage zullen probitfuncties worden afgeleid voor verschillende schadecriteria. Jarret’s schade criteria De functie die correspondeert met de P-I diagram in Figuur 9-3 is afgeleid met behulp van de volgende methode.

• Impuls en druk limieten van de curves werden uitgezocht. De druklimieten, voor lang durende schokgolven, waren makkelijk te bepalen. De impulslimieten waren echter niet zo makkelijk te bepalen, want de curves zijn krom. Een enkel punt, redelijk dicht gelegen bij de hoek (bijna op de 100 kg TNT lijn), werd gekozen. In aanvulling hierop werd de verhouding van impuls limieten hetzelfde genomen als de corresponderende verhoudingen van druklimieten, verheven tot de macht 2/3. Dit geeft de limieten die zijn gegeven in tabel IV-2.

• Een waarde voor de Pr van 5 is arbitrair gekozen voor schadecategorie Cb en 3,355 voor schadecategorie D. De andere probits werden berekend met behulp van lineaire interpolatie van de natuurlijke logaritme van de druklimiet of van de impulslimiet. De helling en het

december 2003

pagina 94 van 113


intercept van de lineaire interpolatie zijn de parameters voor de functies IV-2b en IV-2c. • Een lijn door de punten waar de druk en de impulslimieten elkaar kruisen, werd bepaald aan

de hand van lineaire regressie. Dit geeft een functie van Is(Ps). Wanneer het punt met de coördinaten (druk, impuls) boven deze lijn ligt, bepaalt de druk de schade, anders wordt de schade bepaald door de impuls. Dit verwaarloost de geronde (gekromde) overgang tussen de druklimiet en de impulslimiet.

• De probitfunctie is gedefinieerd als:

indien

+−≥

56

log665,0149,0logCP

CI ss (IV-2a)

dan

+−=

5

ln006,1375,4PrCPs (IV-2b)

anders

+−=

6

ln513,1863,3PrCI s (IV-2c)

Deze functie is een accurate weergave van het P-I diagram. Het verwaarloost alleen de geronde overgang en veronderstelt dat de impulslimieten horizontaal zijn.

Hierin is: C5 = 1 Pa C6 = 1 Pa.s Dit maakt de waarden dimensieloos. De Jarret functie is eigenlijk geen probitfunctie. De functie voorspelt de ernst van de schade in plaats van de kans op een bepaalde hoeveelheid schade. De waarde Pr correspondeert met een bepaalde schadecategorie uit Tabel 9-6. De waarde komt niet overeen met de kans op de kans op schadecategorie Cb, noch met de kosten van reparatie in vergelijking met de waarde van het object. Tabel IV-2 Druk- en impulslimieten van de P-I curves voor de schade aan huizen Schadecategorie Druklimiet [Pa] Impulslimiet [Pa.s] Pr A 46533 906 6,437 B 24336 588 5,785 Cb 11154 350 5,000 Ca 5606 221 4,308 D 2174 118 3,355 Probitfunctie voor instorten van hoge flatgebouwen Afhankelijk van de golfvorm wordt de probitfunctie bepaald voor respectievelijk een schok- en een

december 2003

pagina 95 van 113


drukgolf. Er wordt van uitgegaan dat een kans van 50% op instorting bestaat indien de drukimpuls combinatie een ductiliteit Du = 5 vereist; 10% kans op instorting treedt op bij Du = 1 en 90% bij Du = 10. De limietwaarden voor de schokgolf voor P en i zijn in Tabel IV-3 verzameld (zie Figuur 4.10): Tabel IV-3. Limietwaarden bij een schokgolf. Kans 'P 'i 10% 0,5 1 50% 0,9 3 90% 0,95 4,36 Er van uitgaande dat voor een kans van 50% de waarde van V naar 1 moet naderen, is bepaald dat:

7,24,1 39,0

+

=

iPV (IV-10)

De gemiddelde waarde voor V bij een kans van 90% bedraagt V = 0,65, zodat uit 5,0 = A + B*ln 1 en 6,28 = A + B*ln 0,65 volgt dat Pr = 5,0 - 2,92*ln V (IV-11) De limietwaarden voor de drukgolf zijn in Tabel IV-4 verzameld (zie Figuur 4.9). Tabel IV-4. Limietwaarden bij een drukgolf. Kans 'P 'i 10% 1 1 50% 1 3 90% 1 4,36 Omdat de limietwaarden voor P alle naar 1 naderen is het niet goed mogelijk een probitfunctie te bepalen. Daarom zijn, arbitrair, voor de limietwaarden de waarden genomen die horen bij een geschaalde impuls i = 12. Aangehouden worden

kans 10%: 'P = 1 kans 50%: 'P = 1,25 kans 90%: 'P = 1,5

Op bovenstaande wijze is dan te bepalen dat:

5,29,1 325,1

+

=

iPV (IV-12)

en Pr = 5 – 2,14*ln V (IV-13)

december 2003

pagina 96 van 113


Ruitbreuk Een onderscheid wordt gemaakt tussen ruiten in relatief oude gebouwen en ruiten in nieuwere gebouwen. Globaal kan worden aangehouden dat voor ruiten in oudere gebouwen een kans van 1% bestaat op breuk bij een druk Ps = 1 kPa en een kans van 50% bij een druk van Ps = 3 kPa. De constanten A en B zijn eenvoudig te bepalen. Er volgt: Pr = -11,97 + 2,12*ln Ps (IV-14) Een kans van 1% op breuk bij ruiten in nieuwere gebouwen bestaat bij een druk Ps = 2 kPa en een 50% kans bij Ps = 5 kPa. Er volgt: Pr = -16,58 + 2,53*ln Ps (IV-15)

december 2003

pagina 97 van 113


Bijlage V Nauwkeurigheid van modellen voor de bepaling van de uitwerking van explosies op constructies

A. Schade aan gebouwen lager dan vier verdiepingen Voor het optreden van schade aan woningen lager dan 4 verdiepingen zijn drie probitfunctie opgesteld ((65) t/m (65c)). De kans op een bepaalde gebeurtenis wordt alleen bepaald door de parameters van de ongestoorde golf ter plaatse van de te beschouwen constructie. De parameters kunnen in principe elke waarde aannemen afhankelijk van de afstand tot de explosie en de aard en kracht van de explosie. In werkelijkheid zal de golf niet ongestoord zijn: er zullen reflecties en ontlasting optreden. Ook wordt in de probitfuncties geen rekening gehouden met het type woning. Hierdoor zijn deze alleen geldig voor bijvoorbeeld een gehele wijk woningen en zeker niet voor het geval er maar één woning wordt bekeken. Bij alle mogelijke P-i combinaties zijn er voor alle probitfuncties gebieden aan te geven waar of de druk P, of de impuls i maatgevend is. In het volgende overzicht wordt hier nader op ingegaan. 1. Lichte schade De druk bepaalt de schade indien de impuls groter is dan ongeveer 290 Pa.s: Kans (%) Ps (kPa) 10 1,3 50 4,6 90 17.5 Is de druk groter dan 17,5 kPa dan bepaalt de impuls de schade: Kans (%) i (Pa.s) 10 40 50 110 90 290 2, Schade aan de constructie Drukgebied (i > 460 Pa.s) Kans (%) Ps (kPa) 10 10 50 17,5 90 40 Impulsgebied (Ps > 40 kPa) Kans (%) i (Pa.s) 10 170 50 290 90 460

december 2003

pagina 98 van 113


3. Instorten Drukgebied (i > 770 Pa.s) Kans (%) Ps (kPa) 10 17,5 50 40 90 85 Impulsgebied (Ps > 85 kPa) Kans (%) i (Pa.s) 10 290 50 460 90 770 Voor de overige combinaties van druk en impuls bepalen beide de hoeveelheid schade. B. Schade aan gebouwen hoger dan vier verdiepingen Voor het optreden van schade aan gebouwen hoger dan vier verdiepingen zijn de functies voor lichte en schade aan de constructie identiek aan de functies voor lage gebouwen. Voor de kans op instorten bij hoge gebouwen worden twee functies gegeven. De keuze tussen de twee is afhankelijk van de vorm van de blast ((66 t/m (69)). De invloed van de schematisatie van de blast tot een driehoekig verloop is na te gaan door de werkelijke vorm van het drukverloop te substitueren in het één-massa-veersysteem.. De invloed zal waarschijnlijk het grootst zijn bij de van een gasexplosie afkomstige drukgolf, waar een groot scala van drukverlopen op kan treden. Wat overigens de drukgolfvorm bij een explosie zal zijn is ook moeilijk voorspelbaar zodat het altijd de vraag zal zijn welke precieze vorm in rekening moet worden gebracht. De kans op een bepaalde hoeveelheid schade voor beide golfvormen wordt bepaald door een geschaalde druk, een geschaalde impuls en de ductiliteit van de te beschouwen constructie. 1. Invloed ductiliteit Erg weinig is bekend over de ductiliteit van gebouwen. Bij de kansbepaling is er van uitgegaan dat in het algemeen een gemiddelde waarde van 5 voor de ductiliteit van gebouwen kan worden aangehouden, zodat bij de druk-impuls-combinatie die een ductiliteit van 5 vereist om instorten te voorkomen toch 50% instorting zal optreden. Ook is er van uitgegaan dat indien een ductiliteit van 1 wordt vereist er 10% kans op instorten bestaat en 90% kans bij een vereiste ductiliteit van 10. De invloed van de ductiliteit is van belang in het impulsgebied van de uitwerking van een schok- en een drukgolf (Figuren 4.9 en 4.10). Is van een bepaalde constructie de ductiliteit 10 in plaats van 5 dan zal bij de van belang zijnde druk-impuls-combinatie de kans op instorten van bijvoorbeeld 90% naar 50% gaan.

december 2003

pagina 99 van 113


2. Invloed druk en impuls De druk- en impulsgebieden zijn voor een schokgolf, volgens de probit functies (66) en (67): Drukgebied ( i > 10) Kans (%) P 10 0,65 50 0,9 90 1,2 Impulsgebied ( P > 4) Kans (%) i 10 2,6 50 3 90 3,5 Bij de drukgolf is geen echt drukgebied te onderscheiden. Voor alle waarden voor de ductiliteit (dus kans) gaat de geschaalde druk naar 1. De uitwerking wordt bepaald door de geschaalde impuls indien de geschaalde druk groter is dan ongeveer 3 (impulsgebied). De geschaalde druk en impuls worden bepaald door parameters van de blast (druk en impuls) en door de statische sterkte en eigenfrequentie van de constructie. In de inleiding is reeds ingegaan op de moeilijke bepaling van de blastparameters. Nu zal nader op de invloed van de constructieparameters worden ingegaan. 3. Invloed eigenfrequentie Een formule waarmee op globale wijze de eigenfrequentie kan worden bepaald, wordt gegeven door (29). Figuur 5.4 geeft een inzicht in de spreiding, 50% afwijking van het gemiddelde kan al snel optreden. Wel worden ook andere formules gegeven voor bepaalde typen constructies zodat verwacht mag worden dat daar een geringere spreiding op zal treden. De eigenfrequentie is alleen bij de geschaalde impuls van belang en de invloed van een variatie is dan ook het grootst in het impulsgebied. Bestaat in het impulsgebied een kans van 50% op instorten dan zal bij een variatie van de eigenfrequentie van 50% de kans op instorten variëren van kleiner dan 10% tot groter dan 90%. Opgemerkt moet worden dat de probitfuncties benaderingen zijn van de Figuren 4.9 en 4.10. In het gebruikte voorbeeld zal bij gebruik van deze figuren een 50% verandering van de eigenfrequentie tot gevolg hebben dat de kans op instorten varieert tussen 10 en 90%. In het algemeen zullen druk-impuls-combinaties afkomstig van gaswolkexplosies in het drukgebied liggen, zodat de invloed van de eigenfrequentie daar veel minder is.

december 2003

pagina 100 van 113


4. Invloed statische sterkte De nog te beschouwen parameter is de statische sterkte van de constructie. De statische sterkte is van invloed op de geschaalde impuls en de geschaalde druk. Daar de invloed op de geschaalde impuls even groot is als de eigenfrequentie (zie (19)) zal een 50% variatie in de statische sterkte ook grote gevolgen hebben voor de kans op instorten, voor alle druk-impuls-combinaties. De spreiding in de statische sterkte wordt mede veroorzaakt door de spreiding in materiaalsterkte. Een schatting voor deze spreiding bedraagt 10 à 25%. Nagegaan zal worden de invloed van een 25% variatie in de statische sterkte voor de kans op instorten voor een druk-impuls-combinatie die niet in het druk- of impulsgebied ligt. Een dergelijke combinatie is P = 2 en i = 3 (Figuur 4.9). De kans op in

storten bedraagt 20%. Voor P = 2,5 en i = 3,75 is de kans 76% en voor P = 1,5 en i = 2,25 is de kans kleiner dan 1%.

december 2003

pagina 101 van 113


Bijlage VI Afgeleide van een methode om de dynamische faaldruk te bepalen voor glazen ramen

Deze bijlage beschrijft de afleiding van de simpele ontwerpmethode voor blastbestendige ramen. Deze is gebaseerd op de afleiding gemaakt door Harmanny [29].

1. Spanningen in een doorgebogen raam Timoshenko [52] beschrijft hoe de stress in omhulsels kan worden afgeleid:

• uit de vervorming worden de buigmomenten afgeleid • uit de buigmomenten, de spanningen • uit de spanningen, de trekspanningen

In brosse materialen, zoals glas, wordt het falen bepaald door de hoogste trekspanning. De trekspanning zal optreden in de hoeken van het raam of in het midden. Voor de afleiding kan worden aangenomen dat:

• het raam eenvoudig zit ingebouwd • de vervorming hetzelfde is als de vorm van de eerste vibratie mode. • de maximale doorbuiging gelijk is aan die van een uniform belaste plaat • de hoogte (b) in de y-richting groter of gelijk is aan de breedte a • x,y een rechthoekig coördinatenstelsel is, met als middelpunt de hoek linksonder

De doorbuiging is:

( )

∗∗

∗∗=

by

axyx ππδδ sinsin, max

De doorbuiging in het midden van het raam onder een uniforme druk (voor kleine doorbuigingen) wordt gegeven door [52]:

Daq 4

max∗∗

=αδ

waarin q de druk is, a de lengte van het raam en D:

( )2

3

112 vdED−∗

=

waarin E de elasticiteitsmodulus is, d de dikte van het raam en v de Poisson ratio. α is een factor. Harmanny [29] geeft geen functie voor deze factor maar deze kan goed worden geschat met behulp van de eerste term van zijn Fourier serie uitbreiding. Timoshenko [52] geeft twee series (voor uniform belaste eenvoudig ingebouwde rechthoekige platen).

december 2003

pagina 102 van 113


De serie voor de Navier oplossing is:

226

1

116

+

∗=

baπ

α

De buigen draaimomenten worden afgeleid van de vorm:

( )

∗∗+

∗∗−= δδ 2

2

2

2

,dydv

dxdDyxM x

( )

∗∗+

∗∗−= δδ 2

2

2

2

,dxdv

dydDyxM y

( ) ( ) δ∗∗∗−∗=dyd

dxdvDyxM xy 1,

Voor een lineair elastisch materiaal zonder membraanspanning is de spanning aan het oppervlak van het materiaal:

2

6dM x

x∗

=σ 2

6dM y

y

∗=σ 2

6dM xy

xy

∗=τ

De trekspanningen zijn:

22

1 22 xyyxyx τ

σσσσσ +

−+

+=

22

2 22 xyyxyx τ

σσσσσ +

−−

+=

22

max 2 xyyx τ

σστ +

−=

Substitutie en differentiatie van de vormfunctie geeft:

( )

∗

∗∗

∗∗∗+

∗∗∗

∗∗∗= 2

2

max2

2

max sinsinsinsin,bb

yaxv

by

aaxDyxM x

πππδπππδ

( )

∗∗∗

∗∗∗+∗

∗∗

∗∗∗=

by

aaxv

bby

axDyxM y πππδπππδ sinsinsinsin, 2

2

max2

2

max

december 2003

pagina 103 van 113


( ) ( )bby

aaxvDyxM xy

∗

∗∗

∗∗∗−∗=

πππδ

coscos1,

2

max

In het midden geeft dit:

2

2

max

2

121,

21

abavDbaM x

πδ ∗∗

∗+∗=

2

2

max

2

121,

21

babvDbaM y

πδ ∗∗

∗+∗=

021,

21

=

baM xy

Dit geeft voor de trekspanning in het midden:

∗+∗

∗∗∗===

222

21 166

bav

daq

dM x

x απσσ

+

∗

∗∗∗=== v

ba

daq

dM y

y

222

22 66

απσσ

Op een diagonaal zijn de momenten:

definitie van een diagonaal: ax

by=

abxy ∗=

2

2

2

max

2

sin1,

∗∗∗∗

∗+∗=

∗

ax

abavD

abxxM x ππδ

2

22

max

2

sin1,ba

xabvD

abxxM y

ππδ ∗

∗∗∗

∗+∗=

∗

( ) ( )baaxvD

abxxM xy ∗

∗

∗∗∗−∗=

∗

22

max cos1, ππδ

Dit geeft voor de spanningen:

2

2

2

max

2

2 sin16,

∗∗∗∗

∗+∗=

∗

ax

abav

dD

abxxx ππδσ

december 2003

pagina 104 van 113


2

22

max

2

2 sin16,ba

xabv

dD

abxxy

ππδσ ∗

∗∗∗

∗+∗=

∗

( ) ( )baaxv

dD

abxxxy ∗

∗

∗∗∗−∗=

∗

22

max2 cos16, ππδτ

De trekspanningen zijn:

( ) ( )

22222

2

2

2

2

2

2

2

2

max

2

2

2max

2

2

2

2

2

2

2

2

1

cos12sin11

3sin311,

∗∗

∗∗−+

∗∗

∗

∗+−∗

∗+∗

∗+

∗∗∗∗

∗

∗++∗

∗+=

∗

baaxv

ax

babv

abav

dD

ax

dD

babv

abav

abxx

πππππδ

πδππσ

( ) ( )

( ) ( )22

442

max2

4

2

22

max222

22

2

22

2

2

22

max2222

2

22

2

2

2

cos136

sin3111

sin311,

baaxv

dD

ax

badDa

abvb

bav

ax

badDa

abvb

bav

abxx

∗∗

∗∗∗−∗

+

∗∗∗

∗∗∗

∗

∗

∗+−∗

∗+

∗−

+

∗

∗∗∗

∗∗∗

∗

∗++∗

∗+=

∗

ππδ

πδπ

ππδσ

In de hoek is dit:

( ) ( ) ( ) ( )bavaq

d ∗∗−∗∗∗∗=

24

21 160,0 πασ

( ) ( ) ( ) ( )baaqv

d ∗∗∗∗∗−∗

−=

24

22 160,0 πασ

2. Overgang Nowee en Harmanny [29] kwamen er dankzij experimenten achter dat de spanning in het midden van een plaat veroorzaakt wordt door buigen en dat deze af zal nemen als het membraaneffect groter wordt. De spanning in de hoek wordt bijna niet beïnvloed door het membraaneffect. Harmanny gebruikt de volgende benadering om dit te ondervangen. Als er geen doorbuiging is dan is de stress in het midden het grootste. Boven een bepaalde doorbuiging, ook wel de kritische doorbuiging genoemd, wordt de stress in de hoeken het belangrijkste. Voor het gebied tussen geen doorbuiging en de kritische doorbuiging wordt gebruik gemaakt van een lineaire interpolatie tussen de spanning in de hoek en het midden. Het moet wel gezegd worden dat dit een nog al grove benadering is van het membraaneffect op de

december 2003

pagina 105 van 113


buigspanning. Kritische doorbuiging Harmanny beredeneerde dat de kritische doorbuiging op de volgende manier benaderd kan worden:

dab

kr ∗

=

23

6δ

als b ≥ a Door uitvoering van experimenten vond Harmanny de waarde 6 voor vierkanten platen (glas en polycarbonaat). De invloed van de breedte-hoogte ratio is echter moeilijk te kwantificeren. Een complexe redenering leidde tot de macht 3/2. Deze vergelijking moet worden beschouwd als een eenvoudige benadering van de invloed van het membraaneffect. Afleiding van de overgangsfactor Harmanny gebruikt een aangepaste versie van de vergelijking voor de spanning in de hoek:

( )vbaqf

d−∗∗∗∗∗= 16 3

2

2

απσ

waarin f een factor is die 1 is wanneer de doorbuiging groter is dan de kritische doorbuiging.

1=

=

ddf krδδ

Als er geen doorbuiging is, dat is de spanning gelijk aan de spanning in het midden:

( )

∗+∗

∗∗∗=−∗∗∗∗∗

222

3

2

2

1616bav

daqv

baqf

dαπαπ

dus

λδ=

= 0d

f

waarin:

december 2003

pagina 106 van 113


( )v

vba

ab

−

∗

+

∗=1

12

λ

Voor de tussenliggende doorbuigingen wordt een lineaire interpolatie van tussen deze waarden gebruikt:

( )krd

fδδλλδ

∗−+=

1 voor

ddkrδδ

≤≤0

Herschreven geeft dit:

∗∗

−

+=

ddd

df kr

kr

δδδλδ 11

Harmanny gebruikt de benadering:

911

=

−

dkrδ

λ

welke geldt voor glas met een Poisson ratio van 0,25

3. Een alternatieve methode De interpolatie methode die gebruikt wordt door Harmanny heeft ernstige nadelen voor rechthoekige platen. Deze voorspelt voor toenemende plaatdikte een plotselinge sprong in de faaldruk bij de overgang. Verder is er een iteratie methode nodig voor het oplossen van de faaldruk. Daarom wordt hieronder een andere interpolatie methode voorgesteld welke is gebaseerd op het interpoleren van de faaldruk in plaats van de spanning. De druk waarbij de kritische doorbuiging, qkr, wordt bereikt, is:

Daq

dab kr

kr

423

6∗∗

=∗

=

αδ

Dit resulteert in:

december 2003

pagina 107 van 113


4

23

6adD

abqkr ∗

∗∗

=

α

De druk waarbij de buigspanning (zonder correctie voor membraaneffecten) de faalspanning, ft, bereikt is:

∗+∗

∗∗∗==

222 16

bav

daqftmidden απσ

Dit geeft:

∗+∗

∗∗

=22

2 16bav

da

fq tmidden

απ

De druk waarbij de spanning in de hoek de faalspanning, ft, bereikt, is:

( )vbaq

dfthoek −∗∗∗∗== 16 3

2

2

απσ

Dit geeft:

( )vba

d

fq thoek

−∗∗∗=

16 3

2

2

απ

Interpolatie voor wanneer de druk lager is dat de druk nodig voor kritische doorbuiging, geeft:

( )middenhoekkr

middenmidden qq

qq

qq −∗+=

Dit alternatief is beter dan de Harmanny methode. Er kan nog steeds een reductie in de faaldruk voorkomen wanneer de plaatdikte toeneemt maar het is echter niet zo extreem als bij de Harmanny methode. De alternatieve vergelijkingen zijn ook makkelijker numeriek op te lossen. Het nadeel is echter dat de dynamische faalstress van glas werd afgeleid met de Harmanny methode. Voor deze nieuwe methode moet dat opnieuw gedaan worden.

4. Afgeleide van de dynamische faalspanning voor glas De dynamische faalstress voor glas wordt afgeleid uit de explosie simulatietesten op 137 raamplaten van verschillende afmetingen uitgevoerd door het Prins Maurits laboratorium van TNO in de jaren ’70 en ‘80 [Coevert, 1976], [Verhagen, 1991]. De uitkomst van deze testen was de gemiddelde piekoverdruk waarbij de platen faalden (gemiddelden voor sets ruiten met dezelfde afmetingen). Deze overdruk wordt vermenigvuldigd met de dynamische belastingsfactor (‘Dynamic load factor’: DLF), dit levert de statische druk op die dezelfde doorbuiging en spanningen zou geven in de ruiten.

december 2003

pagina 108 van 113


Hierna wordt de spanning in de ruit berekend met de bovenstaande methode. Dit geeft de spanningen waarbij de ruiten falen. Voor een correct resultaat wordt zowel de Harmanny methode als de alternatieve methode gebruikt. Uit de tabel die dit oplevert, waarin de faalspanning is uitgezet als een functie van de afmeting, kan een algemene functie voor de faalstress worden afgeleid. De dynamic load factor (DLF) De DLF is een functie van de vorm van de belasting (in deze gevallen, een driehoekige explosie belasting) en de relatieve duur van de belasting. De eerste normale frequentie van de plaat:

( ) dvdE

baf

∗∗

−∗

∗

∗∗=

ρπ 1

11211

2 2

3

221

Duur van de overdruk: mstd 40=

De relatieve duur: 1ftd ∗

De DLF kan bepaald worden aan de hand van een grafiek (Figuur 5-5) of numeriek door de interpolatie uit een tabel. De equivalente statische druk, q, is dan:

piekpDLFq ∗=

waarin ppiek de piekoverdruk is die nodig is voor het falen van de ruiten in de explosie overdruk simulator. De stress in de plaat De stress in de ruit wordt berekend met behulp van de volgende materiaal gegevens en vergelijkingen. Voorbeeld van een stress berekening De afmetingen van de plaat: Hoogte (a) : 0,365 m Breedte (b) : 0,765 m Dikte (d) : 4 mm Waargenomen equivalente statische faaldruk: Qplaat = 22,1 kPa Materiaalgegevens van het glas:

december 2003

pagina 109 van 113


Elastische modulus E = 75 GPa Poisson ratio v = 0,25 Vergelijkingen: Factoren voor het berekenen van de maximale doorbuiging

( )2

3

112 vdED−∗

=

226

1

116

+

∗=

baπ

α

de maximale doorbuiging

( )Daqq

4∗∗=αδ

de kritische doorbuiging

dab

kr ∗

=

23

6δ

Als de doorbuiging groter is dan de kritische doorbuiging dan wordt voor de spanning de spanning in de hoek genomen. Spanning in de hoek:

( ) ( )vbaq

dqhoek −∗∗∗∗= 16 3

2

2

απσ

Als de doorbuiging kleiner is kan de spanning niet expliciet afgeleid worden. De spanning werd gevonden door het itereren van de faalspanning totdat de faaldruk bereikt werd. Spanning in het midden vanwege doorbuiging (kleine doorbuiging theorie):

( )

∗+∗

∗∗∗=

222 16

bav

daqqmidden απσ

( )

∗+∗

∗∗

=22

2 16bav

da

ffq ttmidden

απ

( )( )v

ba

d

ffq tthoek

−∗∗∗=

16 3

2

2

απ

december 2003

pagina 110 van 113


4

23

6adD

abqkr ∗

∗∗

=

α

( ) ( ) ( ) ( ) ( )( )thoekthoekkr

tmiddentmiddent fqfq

qfq

fqfq −∗+=

Na iteratie geeft dit de volgende oplossing Geschatte waarde ft = 50 MPa

( )( )( )truittt fqfqf ,−=

Mpaft 014,104=

Harmanny methode:

( )v

vba

ab

−

∗

+

∗=1

12

λ

( ) ( )

∗∗

−

+=dq

dd

qf kr

kr

δδδλ 11

( ) ( ) ( )vbaqqf

dqHarmanny −∗∗∗∗∗= 16 3

2

2

απσ

Uitkomsten

a = 0,365 m b = 0,765 m d = 4 mm

( )

139,0=kr

ruitqδ

δ

( ) MPaqruithoek 06,43=σ

( ) MPaqruitmidden 181,127=σ

MPaft 014,104=

( ) MPaq ruitHarmanny 454,115=σ

december 2003

pagina 111 van 113


Verrassend is dat de nieuwe interpolatie methode en de Harmanny methode praktisch dezelfde resultaten produceerden. Beide correleerden beter met de gegevens dan zowel de hoekspanning als de spanning in het midden. De spreiding was echter groot. Enkele gegevens voor grotere platen, die niet beschikbaar voor Harmanny, werden toegevoegd. Deze gaven aan dat de zwakke correlatie met het ruitoppervlak, gevonden door Harmanny, niet echt is. De correlatie met de ruitdikte is nog steeds hetzelfde. Verder werd nog een correlatie gevonden voor b/a. De afgeleide vergelijking voor de faalspanning is dan:

47,032,0

9,14

∗

∗=

−

ab

mdft

Met deze functie is het verschil tussen de voorspelde faaldruk en de gemeten faaldruk gemiddeld ongeveer 10%, met uitschieters tot 20%. Het moet vermeld worden dat hoewel de correlatie uitgedrukt wordt in de faalspanning het toch waarschijnlijker is dat de correlatie betrekking heeft op het membraaneffect, dat niet is meegenomen in de berekeningsmethode.

5. Samenvatting De trekspanningen in de ruit zijn afgeleid met behulp van de volgende aannamen en condities:

• het raam eenvoudig zit ingebouwd • de vervorming hetzelfde is als de vorm van de eerste vibratie mode. • de maximale doorbuiging gelijk is aan die van een uniform belaste plaat • de hoogte (b) in de y-richting groter of gelijk is aan de breedte a

De factor α die nodig is om de maximale doorbuiging te berekenen werd geschat. In een doorbuigende ruit bevinden de hoogste trekspanningen zich in de hoeken of in het midden. Nowee en Harmanny observeerden tijdens verscheidene experimenten dat de spanning in het midden van een ruit het gevolg is van buigen en dat dit afneemt zodra het membraaneffect groter wordt. De spanning in de hoek wordt nauwelijks beïnvloed door het membraaneffect. De volgende benadering is gebruikt om dit mee te nemen:

• Wanneer er geen doorbuiging is dan is de buigspanning in het midden het hoogste • Boven een bepaalde doorbuiging, ook wel de kritische doorbuiging genoemd, is de spanning

in de hoek bepalend. • Voor het gebied tussen geen doorbuiging en de kritische doorbuiging wordt een lineaire

interpolatie tussen de spanning in de hoek en het midden gebruikt. Het moet wel gezegd worden dat dit een nog al grove benadering is van de relatie tussen het membraaneffect en de buigspanning. Deze vergelijking moet worden beschouwd als een eenvoudige benadering van de invloed van het membraaneffect.

december 2003

pagina 112 van 113


Gebaseerd op deze methode zijn de spanningen in de ruiten, die faalden onder een explosiebelasting, bepaald. Uit deze data werd een functie voor de faalspanning afgeleid. Deze past de methode aan de experimentele data en corrigeert daardoor enkele benaderingen die gemaakt waren. De experimenten zijn gedaan op nieuw onbeschadigd glas. De literatuur voorspelt een daling in de sterkte van de glasplaten als zij krassen krijgen.

december 2003

pagina 113 van 113


Bijlage VII Overzicht probitrelaties

Instorten gebouwen hoger dan 4 verdiepingen: Schokgolf

Pr = 5 - 2,92*ln V 7,24,1 39,0

+

=

iPV

Drukgolf

Pr = 5 - 2,14*ln V 5,29,1 325,1

+

=

iPV

Kans op ruitbreuk: Oud (voor 1975) Pr = -11,97 + 2,12*ln Ps

Nieuw (na 1975) Pr = -16,58 + 2,53*ln Ps


Deel 3:Toxische verbrandingsproducten

december 2003

pagina 2 van 25

PGS 1, Deel 3: Toxische verbrandingsproducten

1 Inleiding 4

2 De vorming van toxische verbrandingsproducten 5 2.1 Algemeen 5 2.2 Mogelijke toxische verbrandingsproducten 6 2.3 Testmethoden 9

3 De mate waarin toxische verbrandingsproducten kunnen worden gevormd 11 3.1 Algemeen 11 3.2 Kunststoffen 12 3.3 Bestrijdingsmiddelen 14 3.3.1 Algemeen 14 3.3.2 De verbrandingsproducten 14 3.3.3 De vorming van PCDD's en PCDF's 15 3.4 Kunstmesten 16 3.4.1 Algemeen 16 3.4.2 De verbrandingsproducten 16 3.4.3 Overige koolwaterstoffen 17

4 Evaluatie 19

5 Berekeningsvoorbeeld 20

6 Literatuur 22

Bijlage 1: Identificatieschema voor de kwantificering van de vorming van toxische verbrandingsproducten 24


december 2003

pagina 3 van 25


Overzicht van gebruikte afkortingen en formules van chemische verbindingen CO koolmonoxide NPK stikstof, fosfor, kalium CO2 kooldioxide (kunstmestsamenstelling) Cl2 chloor PCDD Polychloordibenzodioxinen CCl4 tetrachloorkoolstof PCDF Polychloordibenzofuranen C2Cl4 perchloorethyleen P2O5 fosforpentoxide C2Cl6 hexachloorethaan HF waterstoffluoride CHCl3 chloroform H2O water C2HCl3 trichloorethyleen H2S waterstofsulfide, C2HCl3 pentachloorethaan zwavelwaterstof C2H2Cl4 tetrachloorethaan NH3 ammoniak C2H4Cl4 dichloorethaan NOx,NO2 stikstofoxiden COCl2 fosgeen stikstofdioxide COS carbonylsulfide PVC polyvinylchloride HCl waterstofchloride SO2 zwaveldioxide HCN waterstofcyanide, TCDD tetrachloordibenzo-dioxinen blauwzuur

december 2003

pagina 4 van 25


1 Inleiding

In dit hoofdstuk van het schadeboek wordt nader ingegaan op de mate van vorming van toxische producten in brandsituaties. Definitie van een toxisch verbrandingsproduct:

Onder een toxisch verbrandingsproduct wordt verstaan een stof die vrijkomt bij de verbranding van stoffen

en waarbij schadelijke en/of letale gevolgen voor mens en milieu kunnen ontstaan.

De doelstelling van dit Deel 3 is aan te geven welke gegevens op dit moment beschikbaar zijn omtrent de vorming van toxische verbrandingsproducten, zowel in kwalitatieve als in kwantitatieve zin. Kennis omtrent de vorming van toxische verbrandingsproducten is van belang om potentiële gevaren van branden bij opslag, transport en verwerking van in dit verband relevante stoffen te onderkennen. Relevante stoffen zijn onder andere kunststoffen, bestrijdingsmiddelen, kunstmesten en dergelijke. Met uitzondering van de meeste kunstmesten bestaat het merendeel van de relevante stoffen uit organisch materiaal. In principe verbrandt elke organische stof volledig wanneer voldoende zuurstof aanwezig is. Indien de stof bestaat uit koolstof, waterstof en zuurstof worden de relatief ongevaarlijke verbrandingsproducten CO2 en H20 gevormd. Bevat de stof echter ook hetero-atomen (zoals chloor en zwavel) dan worden ook toxische verbrandingsproducten gevormd. De vorming van een specifiek verbrandingsproduct is niet alleen afhankelijk van het type hetero-atoom maar ook van de chemische structuur. Zo kunnen polychlooraromaten bij onvolledige verbranding chloordioxinen vormen. Teneinde enige structuur aan te brengen in het grote aantal stoffen die, indien betrokken bij brand, toxische verbrandingsproducten kunnen vormen, wordt de volgende onderverdeling gehanteerd: a) kunststoffen b) bestrijdingsmiddelen c) kunstmesten d) andere nog niet eerder genoemde koolwaterstoffen, onderverdeeld in aromatische en alifatische

koolwaterstoffen. In dit deel van PGS 1 wordt achtereenvolgens ingegaan op het mechanisme van vorming van toxische verbrandingsproducten (hoofdstuk 2) en de toxische verbrandingsproducten zelf, de mate waarin de verschillende verbrandingsproducten worden gevormd (hoofdstuk 3) en een evaluatie (hoofdstuk 4) van de inventarisatie. Tenslotte wordt in hoofdstuk 5 aan de hand van een voorbeeld toegelicht hoe de vorming van verschillende verbrandingsproducten kan worden berekend.

december 2003

pagina 5 van 25


2 De vorming van toxische verbrandingsproducten

2.1 Algemeen

Voordat wordt ingegaan op de mogelijke vorming van toxische verbrandingsproducten wordt eerst een korte, kwalitatieve beschrijving gegeven van de met een brand gepaard gaande verschijnselen. Tijdens een brand vindt een aantal fysische en chemische processen plaats. Fysische processen zijn o.a.: - verhitten en - verdampen van de stof. De chemische processen zijn o.a.: - verbranding, - pyrolyse, - ontleding en - reacties tussen verbrandingsproducten. Als gevolg van de warmtebelasting van een stof treedt verdamping op. Afhankelijk van een aantal factoren zoals temperatuur, omvang van de brand, temperatuurverdeling kunnen zich verschillende chemische processen voordoen. Bij de verbranding van de stof wordt onderscheid gemaakt tussen volledige en onvolledige verbranding. Bij volledige verbranding is de temperatuur en de zuurstofconcentratie voldoende hoog om de stof volledig te oxideren. Koolstof en waterstof bevattende stoffen verbranden dan tot CO2 en H2O. Bij onvolledige verbranding treedt niet -volledige oxidatie op en worden naast CO, CO2 en H2O ook nog andere producten gevormd. Deze producten worden ook wel secundaire verbrandingsproducten genoemd en zijn opgebouwd uit brokstukken van de oorspronkelijke stof. Een ander verschijnsel van onvolledige verbranding is de vorming van rook. Pyrolyse treedt op indien de stof wordt verhit zonder toetreding van zuurstof. Bij pyrolyse kunnen tal van verbindingen ontstaan en is niet op voorhand vast te stellen welke verbindingen of type verbindingen kunnen worden gevormd. Behalve door pyrolyse kan het product ook als gevolg van verbranding ontleden, dat wil zeggen uiteenvallen in eenvoudiger producten dan het uitgangsmateriaal. Naast de tot nu toe genoemde processen kunnen in een brandhaard en in de omgeving daarvan zich reacties afspelen tussen verschillende verbrandingsproducten onderling. Als gevolg van dit soort reacties kan een hele reeks van andere stoffen worden gevormd bestaande uit kraak- en reactieproducten van de oorspronkelijke stof. Met het oog op de vorming van toxische verbrandingsproducten is brand een zeer complex verschijnsel. Vele verschillende reacties kunnen zich tegelijkertijd voordoen. In dit hoofdstuk zal worden aangegeven welke verbrandingsproducten in hoofdzaak verwacht mogen

december 2003

pagina 6 van 25


worden. Door gebrek aan gegevens zal een volledig beeld van te vormen verbrandingsproducten niet kunnen worden gegeven en wordt noodgedwongen gebruik gemaakt van schattingen. Waar gegevens dit mogelijk maken, worden schattingen aangevuld met gegevens uit experimenten.

2.2 Mogelijke toxische verbrandingsproducten

De verbrandingsproducten die theoretisch kunnen ontstaan, worden in hoofdzaak bepaald door de chemische samenstelling van de stof. Zo zullen stoffen die alleen koolstof en waterstof bevatten CO, CO2 en H2O vormen. Zijn naast C en H ook hetero-atomen aanwezig (bijvoorbeeld chloor, zwavel en dergelijke), dan kan naast CO, CO2 en H2O ook Cl2, HCl, COCl2, SO2 en COS ontstaan. Naast deze zogenaamde primaire verbrandingsproducten worden ook secundaire verbrandingsproducten gevormd. Onder secundaire verbrandingsproducten worden verbindingen verstaan die tijdens het verbrandingsproces worden gevormd door reacties tussen verbrandingsproducten onderling. In het algemeen geldt dat met betrekking tot de vorming van dit soort producten geen gegevens bekend zijn noch schattingen kunnen worden gemaakt. Eén type verbinding vormt hier op, tot nu toe, een uitzondering. Bekend is dat bij de verbranding van polygechloreerde aromaten polychloordibenzo-p-dioxinen en polychloordibenzofuranen (respectievelijk PCDD's en PCDF's) kunnen worden gevormd. Voorbeelden van polygechloreerde aromaten zijn: - Dichloorbenzeen - Trichloorfenol - Fenoprop (bestrijdingsmiddel) - Dicamba (bestrijdingsmiddel). Op basis van de chemische samenstelling van de stof kan een aantal te verwachten verbrandingsproducten worden onderscheiden. In Tabel 2-1 zijn deze samengevat. Tabel 2-1: Verbrandingsproducten

Groep Verbrandingsproduct Halogeenbevattende stoffen Stikstofbevattende stoffen Zwavelbevattende stoffen Cyanidegroep bevattende stoffen (b.v. isocyanaten) Polychloor aromaten Polychloor bifenylen

HCl, Cl2, COCl2, HF NOx, HCN SO2, H2S, COS (H2SO4) HCN, NOx, NH3 PCDD's, PCDF's PCDD's, PCDF's

De verbrandingsproducten die zijn onderstreept moeten worden beschouwd als de

december 2003

pagina 7 van 25


verbrandingsproducten die in het algemeen in hoofdzaak zullen worden gevormd. Bij de verbranding van polychlooraromaten en polychloorbifenylen worden PCDD's en PCDF's gevormd als secundaire reactieproducten door onvolledige verbranding. Op de vorming van deze stoffen wordt later nog teruggekomen. Als gevolg van een brand kan ook een gedeelte van de stof, als gevolg van verdamping, onverbrand worden geëmitteerd. Alhoewel deze stof strikt genomen niet kan worden beschouwd als een verbrandingsproduct, is het wel een stof die vrijkomt als gevolg van een brand. De verspreiding van de onverbrande stof is echter alleen van belang bij stoffen met een hoge toxiciteit (bijvoorbeeld bestrijdingsmiddelen). Recentelijk heeft het RIVM een tweetal literatuurstudies uitgevoerd, namelijk: - de "Studie naar de gevormde hoeveelheid stikstofoxiden bij brand in opslagen van chemicaliën of

bestrijdingsmiddelen [18]; en - de "Studie naar de verbrandingsproducten van chemicaliën of bestrijdingsmiddelen" [19]. De resultaten van deze studies worden hieronder besproken. Gevormde hoeveelheid stikstofoxiden bij brand in opslagen van chemicaliën of bestrijdingsmiddelen In de literatuur worden geen omzettingspercentages gegeven onder reële omstandigheden. Gegeven omzettingspercentages betreffen veelal omzettingspercentages die zijn bepaald onder laboratoriumomstandigheden waarbij de omzetting van enkele grammen stof wordt bestudeerd. Deze testen geven meestal geen volledige stikstofbalans. Van de overige verbrandingsproducten worden alleen kwalitatieve gegevens vermeld. Stoffen waarvoor in de onderzochte literatuur omzettingspercentages zijn gevonden, zijn: Methylparathion, Ammoniumnitraat, Dimethoaat, Tolueen-2,4-diisocyanaat, Hexamethyleendiamine, Azinphosmethyl, Nylon, 1,2-Ethaandiamine, Aminotriazol, Dichlobenil, 4-Chloornitrobenzoëzuur (CBNA), Chloradizon, Diuron, Glyphosaat, Linuron, Metoxuron, Parathion, Thiram en TMTM. Er is gekeken naar experimenteel vastgestelde hoeveelheden stikstofoxiden die ontstaan bij het verbranden van chemicaliën of bestrijdingsmiddelen. De hoeveelheid gevormd ammoniak (NH3), waterstofcyanide (HCN), onverbrand product, de invloed van de temperatuur en de hoeveelheid aanwezige zuurstof zijn in de beschouwing meegenomen. Het blijkt dat voor veel stikstofhoudende chemicaliën en bestrijdingsmiddelen HCN een belangrijk verbrandingsproduct is. Naast de gevonden omzettingspercentages wordt in de bestudeerde literatuur weinig relevante informatie gegeven die de keuze van een omzettingspercentage van het gebonden stikstof naar stikstofoxiden kan onderbouwen. Wel wordt algemeen gesteld dat de gevonden omzettingspercentages onder de beschreven experimentele condities niet zomaar vertaald kunnen worden naar omzettingspercentages onder reële omstandigheden. De onzekerheden in de brandsnelheid, branduitbreiding en brandwerendheid van het gebouw zijn niet gekwantificeerd. In Tabel 2-2 wordt een overzicht gegeven van omzettingspercentages stikstof in stikstofoxiden voor enkele stoffen.

december 2003

pagina 8 van 25


Tabel 2-2: Omzettingspercentages stikstof in stikstofoxiden voor verschillende stoffen

Naam gevaarlijke stof %N naar NOx 1,2-Ethaandiamine 4

Azinphosmethyl 5 Hexamethyleendiamine 5,5 Nylon 6

Diuron 6,4 Glyphosaat 8,6 Dichlobenil 10

Thiram 12 Tolueen-2,4-diisocyanaat 12,5 Dimethoaat 14

TMTM 14,5 Methylparathion 20 CBNA 25,5

Ammoniumnitraat 35 Metoxuron 33 Chloridazon 41

In Tabel 2-2 is in de kolom %N naar NOx de hoogste waarde opgenomen voor NOx (NO2, NO + HCN zoals gevonden voor die stof (chemicaliën of bestrijdingsmiddelen) waarvoor omzettingspercentages experimenteel bepaald zijn. Deze waarden zijn afhankelijk van temperatuur, ontwikkelingsfase van de brand en zuurstofgehalte. In literatuur [18] en [19] wordt de bijbehorende achtergrond informatie gegeven. Gevormde hoeveelheid HCl, Cl2, COCl2, SO2, H2S, COS, CS2 en P2O5 bij brand in opslagen van chemicaliën of bestrijdingsmiddelen In de literatuur is nagegaan hoe groot het percentage verbrandingsproducten is van halogeen-, fosfor- en zwavelhoudende stoffen. Uit de onderzochte literatuur blijkt dat de omzetting van de meeste stoffen voornamelijk is bepaald door middel van experimenten op microschaal, waarbij enkele grammen stof onder verschillende omstandigheden zijn verbrand. De hoeveelheid onverbrand product, de invloed van de temperatuur en de hoeveelheid aanwezige zuurstof is in beschouwing genomen. De onzekerheden in de brandsnelheid, branduitbreiding en brandwerendheid van het gebouw zijn niet gekwantificeerd. In Tabel 2-3 wordt een overzicht gegeven van de omzettingspercentages. Over de omzetting naar HF en HBr zijn geen gegevens gevonden. Geconcludeerd kan worden dat de omzetting van Cl voornamelijk plaatsvindt naar HCl en in veel mindere mate naar Cl2 en COCl2. De omzetting van S vindt vooral plaats naar SO2, in mindere mate naar CS2 en COS en in geringe mate naar H2S. De omzetting van P naar P2O5 verloopt gemakkelijk.

december 2003

pagina 9 van 25


Tabel 2-3: Omzettingspercentages chloorhoudende, zwavelhoudende en fosforhoudende chemicaliën en bestrijdingsmiddelen

Naam gevaarlijke stof

HCl Cl2 COCl2 SO2 H2S COS CS2 P2O5

Azinphos -methyl 100 CBNA 100

Chloorbenzeen 42

Chloorfenvinphos 66 <0,004 0,003 Chloroform 61 1,0

Dichlobenyl 62-85 0,0001-1,6

1,2-Dichlorethaan 20-54 0,4 0-0,005 Dimethoaat 28-100 94

Diuron 51

2,4 D-ester 83 <0,2 <0,02 Hexachloorethaan 51 0,8

Lindaan 0,1-73 2,4

Linuron 46-87 MCPA 0,5-99

Methylparathion 18-100 56-81

Parathion 16-60 0,06 Pentachloorethaan 48 0,5

Perchloorethyleen 37 0,9

PVC-poeder 60-100 Tetrachloorethaan 53 0,8

Tetrachloormethaan 56 1,3

Thiram 54-84 10 16 TMTM 45-69

Trichloorethyleen 61 1,4

Het omzettingspercentage van stikstof naar stikstofdioxiden, van chloor naar zoutzuur en van zwavel naar zwaveldioxide wordt in risico-analyses gebruikt voor het berekenen van het plaatsgebonden risico en het groepsrisico van gevaarlijke inrichtingen. In de Handleiding risico-analyse [20] wordt aangegeven welke waarde voor de omzetting van stikstof naar stikstofdioxiden, van chloor naar zoutzuur en van zwavel naar zwaveldioxide moet worden gebruikt.

2.3 Testmethoden

Testen op relatief kleine schaal kunnen de complexe groei en de ontwikkeling tot een volledige brand niet beschrijven [21]. Deze testen kunnen daarom misleidende informatie geven. Als voorwaarde voor het gebruik van resultaten van testen op kleine schaal voor een gevarenanalyse wordt gesteld dat condities van de test gelijk moeten zijn aan de condities die worden gemodelleerd. De methode zoals beschreven in DIN 53 436 is gericht op de relatie tussen experimentele en werkelijke brandcondities en wordt geschikt geacht om verbranding onder verschillende condities te bestuderen. Andere methoden

december 2003

pagina 10 van 25


zoals het gebruik van de cone calorimeter zijn alleen geschikt voor bepaalde brandcondities. In Tabel 2-4 wordt een overzicht gegeven van verschillende brandcondities zoals die in de literatuur zijn weergegeven. Tabel 2-4: Kwalificaties voor verschillende brandcondities

Fire type: Decomposition Oxygen % Ratio CO2/CO Temperature

0C Irradiance kW.m-2

a) smouldering (self sustained) b) Non-flaming (oxidative) c) Non-flaming (pyrolitic)

21 5 to 21 <5

- - -

< 100 < 500 < 1000

- < 25 -

Fire type: Developing fire (flaming)

10 to 15 100-200 400 to 600 20 to 40

Fire type: Fully developed (flaming) a) relatively low ventilation b) relatively high ventilation

1 to 5 5 to 10

< 10 < 100

600 to 900 600 to 1200

40 to 70 50 to 150

december 2003

pagina 11 van 25


3 De mate waarin toxische verbrandingsproducten kunnen worden gevormd

3.1 Algemeen

De mate waarin toxische verbrandingsproducten kunnen worden gevormd is afhankelijk van: - de verdampingssnelheid van de brandende stof, - het brandoppervlak, - de mate van omzetting (kwantitatief, niet-kwantitatief), - de procentuele samenstelling van de stof. De zogenaamde bronsterktedichtheid (= verdampingssnelheid per oppervlakte-eenheid) is slechts zeer globaal bekend. Zo is voor kunststoffen bekend dat deze waarde kan variëren tussen 0,005 en 0,025 kg/(m2s) [l]. Voor vloeistoffen volgt uit [1] een bronsterktedichtheid van maximaal ca. 0,1 kg/(m2s). Voor poedervormige bestrijdingsmiddelen zijn geen specifieke waarden bekend. Volgens [2] ligt voor bestrijdingsmiddelen de bronsterktedichtheid in de ordegrootte van 0,02 kg/(m2s). Op basis van de verdampingsformule uit het gele boek [3] zijn de bovenstaande globale waarden getoetst. De verdampingsformule luidt.

vp

c

hTCh

m+∆∗

∗=

−310

hierin is: m = bronsterktedichtheid [kg.m-2.s-1] Cp = soortelijke warmte [J/kg.K] hc = verbrandingswarmte [J/kg] hv = verdampingswarmte [J/kg] ∆T = temperatuurstijging van de te verbranden [K] stof tot het kookpunt. Substitutie van de voor organische stoffen gemiddelde waarden voor hc= 4*107 J/kg, hv = 4*105 J/kg. Cp = l,6*l02 J/(kg.K) en ∆T = 400 K levert voor m een waarde van 4*l0-2 kg/(m2s). Voor stoffen met een hoog chloorgehalte is de verbrandingswarmte lager; voor hexachloorbenzeen bijvoorbeeld 0,75*107 J/kg. Dit resulteert in een bronsterktedichtheid van 7*10-3 kg/(m2s). In dit geval bepaalt de variatie van de verbrandingswarmte de verandering van de bronsterkte. Op basis van het bovenstaande en naar analogie van verschillende andere studies, bijvoorbeeld [1] en [4], wordt gesteld dat een bronsterktedichtheid van 0,025 kg/(m2s) gezien mag worden als een redelijke schatting (dit is de totale hoeveelheid brandstof die verdampt en waaruit door verbranding tegelijkertijd verschillende verbrandingsgassen worden gevormd; CO2, HCl, NOx en dergelijke). Echter, indien van een stof hv, hc, Cp en ∆T kan worden vastgesteld, kan de voor de stof geldende bronsterktedichtheid worden geschat op basis van de verdampingsformule. In het nu volgende wordt, per stofgroep, nader ingegaan op de mate waarin de verschillende

december 2003

pagina 12 van 25


verbrandingsproducten worden gevormd. Daarbij worden steeds waar mogelijk gegevens gebruikt uit experimenten die in de literatuur beschreven zijn.

3.2 Kunststoffen

Kunststoffen zijn er in vele soorten waardoor een volledige opsomming niet mogelijk is. Met het oog op de doelstelling van de studie zijn alleen die kunststoffen relevant waarbij hetero-atomen in de chemische samenstelling aanwezig zijn. Op basis van de aanwezigheid van verschillende hetero-atomen is de kunststoffengroep in een vijftal categorieën verdeeld.

a) chloorbevattende kunststoffen, b) stikstofbevattende kunststoffen, c) cyaangroepbevattende kunststoffen, d) fluorbevattende kunststoffen, e) overige kunststoffen.

ad a) chloorbevattende kunststoffen Van de chloorhoudende polymeren is het polyvinylchloride een van de meest toegepaste. Van deze stof zijn dan ook relatief veel experimentele gegevens beschikbaar omtrent de vorming van verbrandingsproducten. Bij beschouwing van deze waarden blijkt dat bij verbranding van PVC vrijwel alle chloor wordt omgezet in HCl en deze omzetting dus de schadebepalende factor is. Pas indien de fosgeenvorming groter is dan 3,4% van de totaal aanwezige hoeveelheid chloor, bepaalt deze stof de schade-afstand [1]. Deze grens is vastgesteld op basis van het verschil in toxiciteit van HCl en fosgeen. De mate waarin fosgeen wordt gevormd is niet bekend. In literatuur [19] wordt aangegeven dat bij de verbranding van PVC-poeder voornamelijk HCl wordt gevormd. De vorming van chloor is in dat geval zodanig dat deze stof niet wezenlijk zal kunnen bijdragen aan de schadevorming. De berekeningswijze wordt aan de hand van een voorbeeld, verbranding van PVC, toegelicht. De structuurformule van PVC luidt: H H H H H | | | | | - C - C - C - C - C - enz. ofwel (C2-H3-Cl)x | | | | | H Cl H Cl H Het molecuulgewicht is 62,5 x. Bij kwantitatieve omzetting in HCl ontstaat per kg PVC: (1000/62,5) x 36,5 = 584 gram HCl Bovenstaande berekeningswijze kan worden toegepast op alle chloorhoudende kunststoffen omdat steeds wordt verondersteld dat bij verbranding het chloor wordt omgezet in HCl. Een overzicht van producten die gevormd worden bij verbranding van chloorbevattende kunststoffen is in Tabel 3-1

december 2003

pagina 13 van 25


weergegeven.

Tabel 3-1: Overzicht van verbrandingsexperimenten met chloorhoudende polymeren

Tabel 3-1: Overzicht van verbrandingsexperimenten met chloorhoudende polymeren

gram/kg verbrand product

Stofnaam HCl Cl2 COCl2 bron

PVC (56% Cl) idem idem Gechloreerd polymethyl metacrylaat (27% Cl) PVC niet gestabiliseerd (57% Cl) Vinyl- en Vinylideenchloride (copol) (61% Cl) PVC-gestab. (33% Cl) PVC-gestab. (31% Cl)

583 535 580 147 480 545 220 235

0 0 0 0 0 0 0,011 0,011

0 0 0 0,120 0,105 0,4551) 0,500 0,500

[6] [6] [6] [7] [7] [7] [7] [7]

1) Gemiddelde waarde van resultaten bij 3 verbrandingstemperaturen, nl. ca. 300, ca. 600 en ca. 900 °C. ad b) en ad c) stikstof- en cyaangroepbevattende kunststoffen Zowel voor wat betreft de stikstof- als cyaangroepbevattende kunststoffen zijn slechts enkele experimenten bekend. Uit experimenten beschreven in [8] en [9] blijkt dat voor beide typen kunststoffen slechts in zeer geringe mate HCN wordt gevormd, namelijk enkele grammen per kg verbrand product. In literatuur [18] wordt vermeld dat bij Nylon 6% wordt omgezet in NOx. Aangenomen wordt dat voornamelijk NOx (uitgedrukt als NO2) zal worden gevormd. Overigens moet worden opgemerkt dat de toxiciteiten van HCN en NO2 vergelijkbaar zijn, zodat voor wat betreft het effect het niet van doorslaggevende betekenis is of nu NO2 of HCN wordt gevormd. ad d) en ad e) fluorbevattende en overige kunststoffen Voor beide groepen van kunststoffen zijn geen experimentele gegevens bekend. Bij de verbranding van fluorhoudende kunststoffen kan dan ook het best worden uitgegaan van kwantitatieve omzetting waarbij het fluor wordt omgezet in HF. Voor de groep overige kunststoffen wordt uitgegaan van kwantitatieve omzetting van het hetero-atoom in de beschouwde kunststof.

december 2003

pagina 14 van 25


3.3 Bestrijdingsmiddelen

3.3.1 Algemeen

Bij bestrijdingsmiddelen, ook wel gewasbeschermingsmiddelen of pesticiden genoemd, kunnen tal van specifieke producten worden onderscheiden. - insecticiden (insectenbestrijdingsmiddelen), - herbiciden (onkruidbestrijdingsmiddelen), - fungiciden (schimmelbestrijdingsmiddelen), - etc. In dit rapport, waar de specifieke werking van de verschillende producten geen rol speelt, wordt in het vervolg de term bestrijdingsmiddelen gebruikt. De bestrijdingsmiddelen die in de landen tuinbouw worden gebruikt, bestaan grotendeels uit organische verbindingen. Zij vormen vanuit chemisch oogpunt bezien een zeer heterogene groep. In het kader van dit hoofdstuk kunnen als belangrijkste kenmerken van bestrijdingsmiddelen worden genoemd: a) de toxiciteit van het product voor mens en dier, en b) het hoge percentage producten dat hetero-atomen bevat. Bij een brand waarbij bestrijdingsmiddelen zijn betrokken, zijn niet alleen de toxische verbrandingsproducten van belang, maar ook de in de omgeving verspreide, onverbrande, zuivere stof. De reden hiervan is dat de bestrijdingsmiddelen zelf vaak ook toxisch zijn. Ingeval van brand zal namelijk een klein gedeelte van de stof onverbrand in de omgeving verspreid worden. De schattingen van de hoeveelheid onverbrande stof lopen uiteen. Zo wordt voor stoffen met een hoog kookpunt geschat dat 1 - 2% onverbrand wordt gedispergeerd. Voor stoffen met een laag kookpunt wordt dit percentage geschat op maximaal ca. 10% [1]. Laag kokende stoffen zijn in dit verband stoffen met een vlampunt < 100 °C. Deze vuistregel is gebaseerd op het feit dat stoffen met een laag vlampunt snel verdampen en daardoor onvollediger verbranden dan stoffen met een lage verdampingssnelheid (hoog vlampunt). Bij de vaststelling van de hoeveelheid gevormde verbrandingsproducten of de hoeveelheid product die onverbrand wordt gedispergeerd is de samenstelling van belang. Verreweg de meeste producten bevatten slechts een gering percentage aan de werkzame stof, aangevuld met veelal niet toxisch dragermateriaal.

3.3.2 De verbrandingsproducten

Indien het bestrijdingsmiddel volledig verbrandt, worden in principe dezelfde producten gevormd als vermeld is bij de kunststoffen. In literatuur [19] is voor een aantal bestrijdingsmiddelen vermeld welke verbrandingsproducten bij brand kunnen ontstaan. Tevens is aangegeven welke percentages verbrandingsproducten daarbij ontstaan. Uit de resultaten blijkt wel dat bij de chloorhoudende stoffen zowel chloor als HCl wordt gevormd. Opvallend is dat bij de stikstofhoudende verbindingen zowel NH3 als verbrandingsproduct wordt aangetoond terwijl ook NO of NO2 wordt aangetroffen. Volgens [1] neemt voor stikstofhoudende

december 2003

pagina 15 van 25


verbindingen de kans op vorming van NOx - NH3 - HCN af in deze volgorde. Volgens [18] en [19] wordt bij sommige gevaarlijke stoffen voornamelijk HCN gevormd. De toxiciteit van deze 3 stoffen verschilt echter niet sterk, zodat de eventueel uiteindelijke schadeomvang nagenoeg dezelfde is voor de verschillende stoffen.

3.3.3 De vorming van PCDD's en PCDF's

Gechloreerde koolwaterstoffen, en in het bijzonder de gechloreerde aromaten, worden relatief frequent toegepast als actieve stof in bestrijdingsmiddelen. Bekend is dat bij de verbranding van dit soort verbindingen als secundaire verbrandingsproducten polychloordibenzo-p-dioxines (PCDD's) kunnen worden gevormd. Voor het schatten van de hoeveelheid PCDD welke wordt gevormd tijdens brand worden gegevens gebruikt van verbranding van huisvuil. De verbranding van huisvuil is gekozen omdat veel emissiemetingen tijdens de verbranding van polychlooraromaten bevattend huisvuil is verricht waardoor de mate van PCDD- en PCDF-vorming kon worden geschat. Vastgesteld is dat bij de verbranding van huisvuil PCDD's worden gevormd, waaronder het meest toxische isomeer: 2,3,7,8-TCDD (het "Sevesodioxine"). Op basis van de beschikbare gegevens [l0] en [ll] is geschat dat de hoeveelheid gevormde PCDD's ca. 500 mg/kg polychlooraromaten bedraagt. Daarnaast is uit deze gegevens afgeleid dat de hoeveelheid 2,3,7,8-TCDD in PCDD's circa 0,l - 0,2% bedraagt (= 0,5 - l mg.kg-1 2,3,7,8 TCDD). De overige PCDD-congeneren die worden gevormd zijn minder toxisch dan 2,3,7,8-TCDD. Algemeen kan worden gesteld dat de condities tijdens een brand met betrekking tot een bestrijdingsmiddelenopslag nogal zullen afwijken van die in een huisvuilverbrandingsinstallatie. Uit de literatuur is bekend dat lage temperaturen, zoals het geval is tijdens een smeulproces, de vorming van PCDD's bevorderen (en dus ook de vorming van het 2,3,7,8-isomeer). Uit experimenten waarbij pentachloorfenol werd verbrand bij een relatief lage temperatuur tussen 620 en 760 °C, bleek de vorming van 2,3,7,8-TCDD minder dan 20 mg/kg pentachloorfenol te bedragen [12]. Op basis van bovenstaande gegevens en gezien het feit dat PCDD-isomeren eveneens een hoge toxiciteit bezitten, wordt geschat dat per kg verbrand polychlooraromaat enkele milligrammen 2,3,7,8 TCDD-equivalenten worden gevormd. Hoewel de onzekerheden relatief groot zijn, wordt op basis van bovenstaande geschat dat de bronsterkte 1 - 10 mg 2,3,7,8-TCDD-equivalenten per kg verbrand product zou kunnen bedragen voor ongecontroleerde branden van gechloreerde aromaten met minimaal 2 chlooratomen. Wanneer meer bekend is over de samenstelling kan de emissie van PCDD-isomeren volgens de hieronder gegeven methodiek worden omgerekend naar een 2,3,7,8-TCDD equivalente emissie. Deze omrekening geschiedt op basis van het verschil in toxiciteit van de verschillende isomeren. De toxiciteitsfactor van de verschillende isomeren is als volgt vastgesteld [5]:

december 2003

pagina 16 van 25


Tabel 3-2: PCDD / PCDF isomeren

PCDD isomeer Toxiciteits- factor

PCDF isomeer Toxiciteits- factor

2,3,7,8 1,2,3,7,8

1,2,3,4,7,8 1,2,3,6,7,8 1,2,3,7,8,9

1,2,3,4,6,7,8 1,2,3,4,6,7,8,9

-Tetra CDD -Penta CDD -Hexa CDD -Hepta CDD -Hexa CDD -Hexa CDD -Octa CDD

1 0,5 0,1 0,1 0,1

0,01 0,001

2,3,7,8 1,2,3,7,8 2,3,4,7,8

1,2,3,4,7,8 1,2,3,6,7,8 1,2,3,7,8,9 2,3,4,6,7,8

1,2,3,4,6,7,8 1,2,3,4,7,8,9

1,2,3,4,6,7,8,9

-Tetra CDF -Penta CDF -Penta CDF -Hexa CDF -Hexa CDF -Hexa CDF -Hexa CDF -Hepta CDF -Hepta CDF -Octa CDF

0,1 0,05 0,5 0,1 0,1 0,1 0,1

0,01 0,01

0,001

Op basis van de emissie van verschillende PCDD- of PCDF-isomeren in een mengsel kan met behulp van bovenstaande toxiciteitsfactor de emissie worden uitgedrukt in een gewichtshoeveelheid 2,3,7,8 TCDD equivalenten. In hoofdstuk 5 is de berekeningswijze aan de hand van een voorbeeld toegelicht.

3.4 Kunstmesten

3.4.1 Algemeen

Kunstmest bestaat veelal uit mengsels van verschillende anorganische producten zoals calcium, fosfor, kalium en anorganisch stikstof in de vorm van bijvoorbeeld ammoniumnitraat. Bij brand, waarbij kunstmesten zijn betrokken, worden de verbrandingsproducten ook nu bepaald door de samenstelling van de kunstmest. Verreweg de meeste mesten zijn zogenaamde mengmesten- die in hoofdzaak bestaan uit ammoniumnitraat, ammoniumfosfaat en kaliumchloride, maar ook mengmesten met magnesiumoxide, ammoniumsulfaat en P2O5 komen voor. De naamgeving van de mengmesten geschiedt naar het hoofdbestanddeel. Zo bevat een NPK-10-15-20 mengmest 10% stikstof, 15% fosfor en 20% kalium. De in dit hoofdstuk gehanteerde verdampingssnelheid van 0,025 kg/(m2s) is wellicht met name voor kunstmesten te hoog. Oorzaak hiervan is het veelal inerte karakter van de samenstellende stoffen. Mengmesten die ammoniumnitraat bevatten, vormen hierop echter weer een uitzondering. Omdat echter relevante gegevens voor kunstmesten ontbreken, wordt toch deze, zij het wellicht pessimistische waarde, ook voor kunstmesten gehanteerd.

3.4.2 De verbrandingsproducten

Bij een kunstmestbrand kunnen, afhankelijk van de samenstelling van de kunstmest, de volgende producten worden gevormd. Bestanddeel Verbrandingsproduct ammoniumnitraat NO2

december 2003

pagina 17 van 25


ammoniumfosfaat NO2 en P2O5 ammoniumsulfaat NO2 en SO2 kaliumchloride HCl De mate waarin de verschillende verbrandingsproducten worden gevormd, is onder andere afhankelijk van de specifieke samenstelling. Uit de literatuur zijn geen gegevens bekend van verbrandingsexperimenten met kunstmesten.

3.4.3 Overige koolwaterstoffen

Alifaten Bij de verbranding van alifaten worden alleen toxische verbrandingsproducten gevormd, indien er sprake is van hetero-atomen. Bij het vaststellen van de gevormde verbrandingsproducten wordt, tenzij andere gegevens bekend zijn, aangenomen dat volledige verbranding optreedt. De te verwachten verbrandingsproducten zijn dan afhankelijk van het hetero-atoom en gelijk aan die, genoemd in de Tabellen 2-2 en 2-3. Van een 8-tal stoffen zijn gegevens bekend, ontleend aan verbrandings- en verhittingsexperimenten [13]. In Tabel 3-3 zijn deze resultaten samengevat. Tabel 3-3: Verbrandingsproducten koolwaterstoffen

Open vlam Gloeiend houtskool Stofnaam COCl2 [g/g]1) HCl [g/g]1) COCl2 [g/g]1) HCl [g/g]1) Tetrachloorkoolstof Chloroform Trichloorethyleen Perchloorethyleen Dichloorethaan Tetrachloorethaan Pentachloorethaan Hexachloorethaan

0,008 2) 0,006138 0,001266 0,007238 0,0240 0,003326 0,002332 niet bepaald

0,199 2) 0,238 0,266 0,238 0,240 0,326 0,332 niet bepaald

0,014 0,011 0,014 0,002 0 0,007 0,006 0,006

0,525 0,554 0,437 0,321 0,389 0,442 0,400 0,465

1) Gemiddelde waarden uit 2 waarnemingen 2) Gemiddelde uit 3 waarnemingen Uit de experimenten blijkt dat bij verbranding in de open vlam, dat wil zeggen zo volledig mogelijke verbranding, voornamelijk HCl wordt gevormd en slechts een geringe hoeveelheid fosgeen. Bij verhitting van de stof, dat wil zeggen onvolledige verbranding, wordt eveneens voornamelijk HCl gevormd en in mindere mate fosgeen. Aromaten Zoals voor alle andere organische stoffen, geldt ook voor de aromaten dat toxische verbrandingsproducten alleen worden gevormd, indien heteroatomen aanwezig zijn. Uit de literatuur zijn geen gegevens bekend van verbrandingsexperimenten. Een uitzondering hierop vormen de polychlooraromaten.

december 2003

pagina 18 van 25


Bij onvolledige verbranding van polychlooraromaten worden PCDD's gevormd. Deze situatie is analoog aan die, beschreven bij bestrijdingsmiddelen, zowel in kwalitatieve als in kwantitatieve zin. Per kilogram verbrand product ontstaat dus 1 - 10 mg 2,3,7,8 TCDD-equivalenten. Bij volledige verbranding van polychlooraromaten wordt CO2, H2O en/of Cl2, HCl, COCl2 gevormd. De mate waarin de verschillende verbrandingsproducten worden gevormd, is niet bekend. Bij de schatting van de hoeveelheid gevormde producten kunnen de resultaten van de verbranding van de alifaten als uitgangspunt dienen. Ook bij brand van aromatische stoffen kon dan worden uitgegaan van de vorming van fosgeen naast zoutzuur, terwijl ook de vorming van PCDD's in beschouwing kan worden genomen. Voor de verbrandingsproducten van aromaten met andere hetero-atomen dan chloor wordt verwezen naar de Tabellen 2-2 en 2-3.

december 2003

pagina 19 van 25


4 Evaluatie

Uit de inventarisatie van op dit moment beschikbare open literatuur omtrent verbrandingsproducten die kunnen worden gevormd, is gebleken dat kennis omtrent de mate van vorming alsmede de verschillende typen verbrandingsproducten schaars is (zie ook [14]). Voor verdere informatie wordt nog verwezen naar [15], [16], [17], [18], [19] en [20]. Slechts van een zeer beperkt aantal stoffen zijn zowel kwalitatieve als kwantitatieve gegevens bekend. Daarom is in deze studie de vorming van verbrandingsproducten geschat op basis van voornamelijk een theoretische benadering. Waar mogelijk is getracht de veronderstellingen met praktijkgegevens te onderbouwen. De op dit moment beschikbare kennis is gebundeld zodat ze voor specifieke toepassingen als uitgangspunt kan dienen voor emissieschattingen. De genoemde waarden en richtlijnen voor het schatten van de mate waarin verbrandingsproducten kunnen worden gevormd dienen als indicatie en kennen een relatief grote mate van onzekerheid. Bij het toepassen van de verkregen waarden dient deze onzekerheid altijd in beschouwing te worden genomen. Ter verduidelijking van de gevolgde methode is in Bijlage 1 een identificatieschema gegeven met een korte beschrijving van de onderscheiden stappen. In Tabel 4-1 wordt op grond van literatuur [19] de bandbreedte weergegeven in de maximale omzettingspercentages die bij de verbranding van chemicaliën en bestrijdingsmiddelen ontstaan. In literatuur [18] wordt voor de omzetting van N in NOx (NO2, NO + HCN) een maximale omzetting van 35% gevonden. Tabel 4-1: Bandbreedte omzettingspercentages

Verbrandingsproduct

Omzetting [%]

HCl 37-100

Cl2 <1

COCl2 <2 SO2 60-100

H2S <1

COS 2-10 CS2 16

P2O5 81-94

NO2 1-6 NO 2-18

N2O 16-31

HCN 3-33 NH3 43-94

december 2003

pagina 20 van 25


5 Berekeningsvoorbeeld

In dit hoofdstuk worden drie voorbeelden uitgewerkt om duidelijk te maken op welke wijze de vorming van verbrandingsproducten kan worden gekwantificeerd. Twee voorbeelden hebben betrekking op de vorming van PCDD's, waarvan in een geval gegevens bekend zijn omtrent de isomeersamenstelling. Het derde voorbeeld heeft betrekking op de vorming van HCl bij de verbranding van Lindaan. Vorming van PCDD's a) PCDD-mengsel niet bekend Indien de samenstelling van de verbrandingsgassen niet bekend aangenomen dat de bronsterkte 1-l0 mg TCDD equivalenten per kilogram verbrand product bedraagt (zie Tabel 3-2). Verder wordt aanbevolen dat de bronsterktedichtheid bij verbranding van een stof, waarvan deze niet volgens de verdampingsformule (zie paragraaf 3.1) gegeven kan worden berekend (bijvoorbeeld door ontbreken van voldoende gegevens), op 0,025 kg/(m2s) wordt geschat. Dit laatste wordt hier aangenomen. Op grond van het bovenstaande kan de bronsterkte bij brand worden berekend. Deze varieert per m2 brandoppervlak tussen 1.10-6 x 0,025 = 2,5.10-8 kg/(m2s) en 10.10-6 x 0,025 = 2,5.10-7 kg/(m2s). b) PCDD-mengsel is bekend Verondersteld wordt dat 50 mg/(m2s) PCDD-mengsel wordt gevormd. De samenstelling is gegeven in Tabel 5-1. Tabel 5-1: Toxiciteitsfactor PCDD-mengsel

Samenstelling [gew. %]

Isomeer Toxiciteitsfactor [-]

0,1 20 70 9,9

2,3,7,8 1,2,3,7,8 1,2,3,7,8,9 1,2,3,4,7,8,9

0,5 0,1 0,01

Op basis van de samenstelling en de toxiciteitsfactor wordt de omrekening naar 2,3,7,8-TCDD equivalenten als volgt: 0,001 * 50 * 1 = 0,05 0,20 * 50 * 0,5 = 5,00 0,70 * 50 * 0,1 = 3,50 0,099 * 50 * 0,01 = 0,05 ---------- Totaal 8,60 mg/(m2s) 2,3,7,8-TCDD equivalent. Het resultaat is dus een bronsterkte van 8,60 mg. mg/(m2s) 2,3,7,8 TCDD equivalenten.

december 2003

pagina 21 van 25


Vorming van HCl Voor de kwantificering van de mate van HCl-vorming uit lindaan wordt aangenomen dat het product dat bij de brand betrokken is 10% lindaan bevat. Het brandoppervlak bedraagt 100 m2. De berekening wordt nu als volgt. Uitgaande van de bronsterktedichtheid bij brand van 0,025 kg/(m2s) (zie paragraaf 3.1) kan de vorming van het verbrandingsproduct uit 1 kg verbrand product als volgt worden berekend. Mv = (1/M1) * n * M2 * g * 0,025 Mv = bronsterkte dichtheid van het gevormde verbrandingsproduct [kg/(m2s)] M1 = molecuulgewicht van de stof betrokken bij de verbranding [kg/kmol] n = aantal hetero-atomen in het molecuul van de stof [-] M2 = molecuulgewicht van het verbrandingsproduct [kg/kmol] g = gewichtspercentage van de stof in het product [gew.%] Toegepast op het voorbeeld: Formule van Lindaan : C6H6Cl6 Molecuulgewicht : 290,8 [kg/kmol] Aantal Cl-atomen : 6 Verbrandingsproduct : HCl Molecuulgewicht HCl : 36,5 [kg/kmol] Gewichtspercentage lindaan : 10 [%] Mv = (1/290,8) x 6 x 36,5 x 0,10 x 0,025 [kg/(m2s)] HCl Mv = 1,88.10-3 [kg/(m2s)] HCl Voor 100 m2 brandoppervlak wordt gevormd: 100 x 1,88.10-3 = 0,188 [kg/s] HCl.

december 2003

pagina 22 van 25


6 Literatuur

[1] Onderzoek naar de gevaren van de opslag van bestrijdingsmiddelen, BIV-TNO, dossiernr. 8713-3534, mei 1980. [2] Jonge de, S.L., Brandveiligheid van de opslag voor gewasbeschermingsmiddelen. rapportnr. 2-79-8100 VM 01, februari 1979. [3] Methoden voor het berekenen van de fysische effecten van het vrijkomen van gevaarlijke stoffen (vloeistoffen en gassen). Directoraat Generaal van de Arbeid, 1979. [4] Duiser, J.A.; Hoftijzer G.W., Onderzoek naar de mogelijke gevaren van de opslag van bestrijdingsmiddelen bij Aagrunol. MT-TNO, ref.nr. 80-0285, mei 1980. [5] Voorstel tot een methode voor de beoordeling van de toxiciteit van mengsels van gehalogeneerde dibenzo-p-dioxines en dibenzofuranen. Werkgroep toxiciteitsequivalentie, maart 1988. [6] Nass, Leonard, I.; ed. Encyclopedia of PVC, Vol. 3 Marcel Dekker Inc. [7] Coleman E.H., Thomas C.H., The products of combustion of chlorinated plastics, Journal of applied chemistry, 4 July 1954. [8] De vorming van al dan niet voor de gezondheid schadelijke ontledingsproducten door brandende of smeulende kunststoffen, Verzameling bouwstudies nr. 14, Uitgave Bouwcentrum Weena 700, Rotterdam, juni 1966. [9] Dr. Rennoch Detlef, Physikalisch-chemische analyse sowie toxische Beurteilung der beim thermischen Zerfall organisch-chemischer Baustoffe entstehenden Brandgasse, Literaturstudie (Teil I und II), Bundesanstalt fur Materialprufung (BAM), Berlin, 1978/1979. [10] Ir. Kiers A, Ir. Bartelds H., Ing. Brem G., Verbranding van fracties huishoudelijk afval in een wervelbedvuurhaard, MT-TNO, dossiernr. 8727-50081, april 1985. [11] Meinema Dr. H.A.,

december 2003

pagina 23 van 25


Polychloordibenzo-p-dioxines en polychloordibenzofuranen in verbrandingsproducten van huisvuilverbrandingsinstallaties, december 1979. [12] Janssen B. and Sundstrom G., Formation of polychlorinated dibenzo-p-dioxins during combustion of chlorophenol formulations, The science of the total environment. 10(1978) 209-217 [13] Sjoberg, B., Thermal decomposition of chlorinated hydrocarbons, Svensk Kemisk Tidskrift vol. 64, pp. 63-79, 1952. [14] Finnecy, E.E., Krol, A.A.; Hazardous combustion products. Environmental Safety Centre Harwell Laboratory, United Kingdom Atomic Energy Authority, Health and Safety Executive. June 1988. HSE/SRD/047/WP3 AERE - R12817. [15] Klimisch, H.J. e.a. Bioassay procedures for fire effluents: basic principles, criteria and methodology. Journal of fire sciences, vol. 5, March/April 1987. [16] Draft for development: code of practice for the assessment of toxic hazards in fire buildings and transport. BSI standards. Document 88/43550. September 1988. [17] Doe, J.E. The combustion toxicology of polyvinylchloride revisited. Journal of fire sciences vol. 5, July/August 1987. [18] Studie naar de gevormde hoeveelheid stikstofoxiden bij brand in opslagen van chemicaliën of bestrijdingsmiddelen, RIVM rapportnr. 610066003, G. Laheij, december 1995. [19] Studie naar de verbrandingsproducten van chemicaliën of bestrijdingsmiddelen, RIVM rapportnr. 610066009, A.J.C.M. Matthijsen, oktober 1997. [20] Richtlijn voor kwantitatieve risicoanalyse, Deel 1: Inrichtingen (“Paarse boek”), PGS 4 (Voorheen CPR 18, eerste druk 2000) [21] Toxic combustion products from pesticide fires, report 2: Review of small scale pesticide combustion test methods; TNO-report 91-145, 1989.

december 2003

pagina 24 van 25


Bijlage 1: Identificatieschema voor de kwantificering van de vorming van toxische verbrandingsproducten

Bepaal chemische samenstelling van

betrokken stof

Bepaal bronsterktedichtheid

verbrandingsproducten

Hoofdstuk 2

1

Bevat de stof hetero-atomen?

Bepaal bronsterkte onverbrande stof

Bepaal bronsterkte PCDD’s / PCDF’s

Zijn polychloor-aromaten

aanwezig?

Bepaal gewichtsfractie hetero-atomen

Bepaal bronsterkte verbrandingsproducten

Bronsterkte voor dispersie

(zie PGS 2 en PGS 3)

2 3

4 5

6

7

Tabel 2-2

ja

nee

ja

nee

Hoofdstuk 3 Hoofdstuk 3

Hoofdstuk 3 Hoofdstuk 5

Hoofdstuk 5

december 2003

pagina 25 van 25


Toelichting bij het identificatieschema ad 1) De samenstelling van de chemische stof bepaalt de verbrandingsproducten die kunnen worden gevormd. Zie hoofdstuk 2 voor een nadere beschrijving. ad 2) De bronsterktedichtheid geeft de totale hoeveelheid gevormde verbrandingsgassen (dus inclusief bijvoorbeeld CO2 en andere toxische en niet toxische producten). Dit gegeven dient als uitgangspunt voor de berekening van de mate waarin toxische verbrandingsproducten kunnen worden gevormd. Zie hoofdstuk 3 voor een gedetailleerde beschrijving. ad 3) Op grond van de hoogte van het kookpunt wordt een zekere mate van emissie van het onverbrande product verondersteld. Dit is met name van belang voor stoffen met een hoge toxiteit. Zie hoofdstuk 3 voor een nadere beschrijving. ad 4) Bij de verbranding van chlooraromaten (met tenminste 2 Cl-atomen in het molecuul) kunnen dioxinen en furanen worden gevormd. In hoofdstuk 5 is aangegeven op welke wijze de mate van vorming van zogenaamde 2, 3, 7, 8 TCDD-equivalenten wordt vastgesteld. ad 5) Op grond van de gewichtsfractie van het hetero-atoom of -atomen in het molecuul en de (kwantitatieve) omzetting daarvan in het verbrandingsproduct kan, mede op basis van de ad 6) bronsterktedichtheid (zie ad 2), de grootte van de emissie van het verbrandingsproduct worden bepaald. Aan de hand van een voorbeeld (hoofdstuk 5) wordt de berekening van de grootte van de emissie toegelicht. ad 7) Nadat de grootte van de emissie van verbrandingsproducten is bepaald kan de concentratie in de omgeving worden berekend met geschikte dispersiemodellen. In de Handleiding risico-analyse staat vermeld welke percentages verbrandingsproducten in risico-analyses worden gebruikt.


Deel 4:Schade door acute (inhalatoire) intoxicatie

december 2003 pagina 2 van 37 PGS 1, Deel 4: Schade door acute intoxicatie

VOORWOORD

Het doel van dit project was het opstellen van een herziene versie van het Hoofdstuk ‘Schade door acute intoxicatie’ in het Groene Boek (CPR, 1990). De wijzigingen dienen ook als basis voor herziening van het Paarse boek (CPR, 1999).

De opdracht die aan TNO is verstrekt betrof het opstellen van een herziene versie van

genoemd hoofdstuk op basis van een memo ‘Voorstel voor aanpassing Hfd. 5’

(16-11-96) en de notitie ‘Achtergronden van probitrelaties voor acute toxiciteit’ (RE

98-5). Door deze randvoorwaarden, en het feit dat de gehele methodiek van het Groene Boek (inclusief defaultwaarden en aannames) ter discussie is gesteld, is de herziening beperkt. Ook heeft dit geleid tot formulering van een vervolgproject.

De Werkgroep Acute Intoxicatie van de Commissie Preventie van Rampen (CPR), in de nabije toekomst Adviesraad Gevaarlijke Stoffen (AGS), heeft de bovengenoemde memo en notitie opgesteld en heeft de inhoud marginaal getoetst. Het project werd aangestuurd door R.O.M. van Loo en inhoudelijk begeleid door een drietal leden namens de werkgroep: W.F. ten Berge, M.T.M. van Raaij en P. van der Torn.


SAMENVATTING

In het kader van het Schadeboek kunnen, op basis van acute inhalatoire toxiteitsgegevens en gebruikmakend van de methodiek van probitrelaties, voor de mens toepasbare inhalatoire acute blootstellingsresponsrelaties voor sterfte worden vastgesteld ten behoeve van gebruik in risico-analyses. De toxiciteitsgegevens die aan deze probitrelaties ten grondslag liggen, worden door meerdere doelgroepen en voor verschillende doeleinden gebruikt.

De toxiciteitsgegevens kunnen, in volgorde van voorkeur, variëren van toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren uit een experimentenreeks, voorkeurs-LC50 waarden van SZW, tot interventiewaarden waarboven sterfte aan de orde is. Voor elk van deze drie categorieën is een methodiek voorhanden om probitrelaties vast te stellen.

Voor toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren uit een experimentenreeks, wordt een probitrelatie (voor de betreffende diersoort) in de vorm van Pr = a + b ln (Cnt) afgeleid (met C is concentratie (in mg/m3, g/m3 of ppm) en t is tijdsduur (in minuten)), waaruit de 30-min LC50 dierwaarde wordt berekend. Gebruikmakend van een extrapolatiefactor wordt vervolgens de 30-min LC50 mens bepaald. De waarde voor ‘n’ wordt overgenomen uit de dierexperimentele probit, en b wordt berekend met behulp van b = 2/n. Als n niet af te leiden is uit experimentele data dan geldt b=1 en n=2. Vervolgens wordt a uitgerekend waarbij Pr=5, C= 30-min LC50 mens en t = 30 min; hiermee is de probitrelatie voor de mens afgeleid.

Voor voorkeurs-LC50 waarden wordt uitgegaan van de waarden die SZW indertijd door TNO heeft laten opstellen voor de arbeidsveiligheidsrapporten. Indien nodig worden de LC50 waarde omgerekend naar 30 min, uitgaande van de probitrelatie Pr = a + b ln (Cnt) waarbij Cnt = constant. Indien n niet bekend is, wordt deze op 2 gesteld. Met behulp van een extrapolatiefactor wordt vervolgens de LC50 mens berekend. Met de aldus bepaalde LC50 waarde kan tenslotte ‘a’ worden berekend.

Naast de afleiding van humane probitrelaties uit dierexperimentele gegevens kunnen probitrelaties ook worden afgeleid uit interventiewaarden (zoals de LevensBedreigende Waarde; LBW-30 min) met defaultwaarden voor ‘b’en ‘n’. Vooralsnog wordt de LBW waarde geïnterpreteerd als LC01.

Wanneer een gebruiker meent een beter onderbouwde probitfunctie, op basis van voldoende toxiciteitsgegevens, te kunnen aanbieden, zal deze door een forum van deskundigen worden beoordeeld. De exacte procedure voor het vaststellen van humane probits voor letale letsels zal door de betrokken departementen worden vastgesteld.

Naast het afleiden van humane probitrelaties voor letale letsels is een eerste aanzet tot het afleiden van probitrelaties voor niet-letale effecten gegeven.


INHOUD

1. INLEIDING .....................................................................................................................52. INVENTARISATIE/SELECTIE VAN TOXICITEITSGEGEVENS ..................................... 72.1. 2.2. Inventarisatie relevante gegevens ...............................................................................7 2.3. Selectie van relevante waarden.......................................................................................8

3. VASTSTELLEN VAN PROBITRELATIES........................................................................93.1. Probit-analyse...............................................................................................................9 3.2. Uitgangspunten bij het vaststellen humane probitconstanten ..................................10

3.2.1. Intra- en interspeciesverschillen ........................................................................10 3.2.2. Concentratie en blootstellingstijd .......................................................................113.2.3. Lokaal en systemisch werkende stoffen............................................................11

3.3. Berekeningsmethode humane probitrelaties.............................................................123.3.1. Toxiciteitsgegevens uit een experimentenreeks................................................123.3.2. LC-waarden bij vaste tijdsduur.............................................................................133.3.3. Levensbedreigende waarden............................................................................13

3.4. Voorkeursvolgorde voor letaliteitswaarden...............................................................133.5. Aanvullend onderzoek.................................................................................................14

4. BESCHIKBARE PROBITRELATIES.................................................................................154.1. Stoffen waarvoor een probitrelatie is vastgesteld.....................................................154.2. Stoffen waarvoor een probitrelatie in discussie is ....................................................15

4.2.1. Stoffen in behandeling voor vaststelling........................................................... 154.2.2. Stoffen waarvoor een probitrelatie kan worden voorgesteld op basis van defaultwaarden....................................................................................................................16

5. NIET-LETALE LETSELS..................................................................................................176. DISCUSSIE EN CONCLUSIES...........................................................................................19LITERATUUR.......................................................................................................................... .21Bijlage 1 - Verklaring van begrippen en afkortingen .............................................................. 29Bijlage 2 – Vaststellen van de extrapolatiefactor (fd ) voor lokaal en systemisch werkende stoffen (onverkort, behoudens enkele fouten, overgenomen uit de vorige editie van het Groene Boek (CPR, 1990)..................................................................................................... 31Bijlage 3 - Procedure om te komen tot een probitrelatie van een gevaarlijke stof .....................35 Bijlage 4 - Protocol voor het toetsen van literatuurgegevens of het genereren vanonderzoeksgegevens ter bepaling van probitrelatie ................................................................ .37

FIGUREN Figuur 1 – Effect van de probittransformatie Figuur 2 – De invloed van extrapolatiefactoren op de probitlijn Figuur 3 – Berekeningsmethoden probitconstanten bij voorkeurs-LC50 waarden TABELLEN Tabel 1 – Verband tussen percentages en probits Tabel 2 – Vastgestelde humane probitconstanten voor letaliteit en 30-min LC50 waarden Tabel 3 – Voorgestelde probitconstanten Tabel 4 – Letselcategorisering volgens ECETOC

Algemeen............................................................................................................................... .7


1. INLEIDING

Voor u ligt de tweede editie van Hoofdstuk 4 van het ‘Groene Boek’ getiteld: Schade door acute intoxicatie. In dit hoofdstuk van het Schadeboek wordt schade beschouwd aan mensen ten gevolge van blootstelling aan een toxische stof. Hierbij kan onderscheid worden gemaakt naar blootstellingswijze en blootstellingsduur. Onder blootstellingswijze wordt de manier verstaan waarop een individu met de toxische stof in contact komt. Zo wordt onderscheid gemaakt tussen blootstelling via het spijsverteringskanaal (oraal), via de ademhalingswegen (inhalatoir), via de huid (dermaal), etc. Bij de blootstellingsduur worden chronische en acute blootstelling onderscheiden. Chronische blootstelling strekt zich uit over een periode van dagen tot jaren, terwijl bij acute blootstelling de tijd minuten tot enkele uren (max. 24 uur) bedraagt. Ook speelt de concentratie van de stof waaraan een individu wordt blootgesteld een rol. Tevens is de toxiciteit van de stof van belang. Deze uit zich in het letsel dat een bepaalde blootstelling tot gevolg heeft. In dit hoofdstuk richten we ons voornamelijk op letaal (dodelijk) letsel en wel speciaal op de gevolgen op de korte termijn van het vrijkomen van toxische gassen en/of dampen. De intoxicatie vindt dan plaats door inademing van de vrijgekomen stof. Het gaat hier dus om acute inhalatoire intoxicatie met als gevolg directe sterfte. Het gaat niet om indirecte sterfte bijvoorbeeld als gevolg van verminderd vluchtvermogen. Ook gaat het niet om secundaire sterfte zoals bijvoorbeeld sterfte ten gevolge van valletsel.

Het vrijkomen van een toxische stof betekent een potentiële dreiging voor de omgeving wanneer een bepaald aantal mensen de gevolgen van de toxische werking zal ondervinden. Voor veel van de hier beschouwde stoffen geldt, dat de hoeveelheid die bij een ontsnapping gevaar oplevert voor mensen zodanig is, dat alleen stoffen die in relatief grote hoeveelheden worden opgeslagen en/of getransporteerd, van belang zijn. In de praktijk komt dit neer op stoffen die in de industrie gebruikt worden.

De doelstellingen van een schadeboek vereisen een methode waarmee sterfte bij de mens ingeval van calamiteiten zo goed mogelijk kan worden geschat. In de eerste versie van het Groene Boek (CPR, 1990) zijn hiertoe voor 22 gevaarlijke stoffen concentratie-tijd-sterfte-respons relaties in de vorm van probitrelaties (zie Hoofdstuk 3) vastgesteld. Deze stoffen werden geselecteerd enerzijds op grond van indicaties omtrent bij de industrie opgeslagen en gebruikte hoeveelheden, anderzijds op basis van gegevens met betrekking tot de vluchtigheid (maat voor mogelijke verspreiding in de atmosfeer) en de toxiciteit. Daarnaast is in de eerste versie een methodiek neergelegd om aanvullend probitrelaties af te leiden.

Vervolgens is een aantal probitrelaties afgeleid door opstellers van veiligheidsrapportages (VR)1. De kwaliteit van onderbouwing van de aanvullende probitrelaties varieert sterk. Ook blijken er voor sommige stoffen meerdere (in een enkel geval zelfs acht verschillende) probitrelaties door het bevoegd gezag te zijn aanvaard.

De toxiciteitsgegevens die aan probitrelaties ten grondslag liggen, worden door meerdere doelgroepen en voor verschillende doeleinden gebruikt, zoals voor veiligheidsrapportage (VR)2 en rampbestrijdingsplannen (RB). De wijze van omgaan met de toxiciteitsgegevens verschilt aanzienlijk voor VR en RB. Desalniettemin is het zinvol om uit te kunnen gaan van een geïntegreerd gegevensbestand.

Voor VR’s wordt gewerkt met probitrelaties voor letale concentraties(s) van een stof. Om een probitrelatie te kunnen afleiden, zijn toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren (t) uit een

1 Voor een verklaring van begrippen en afkortingen zie bijlage 1. 2 In het Veiligheidsrapport (VR) zijn arbeidsveiligheid (AVR) en externe veiligheid (EVR) geïntegreerd. De voormalige AVR lijst wordt niet meer herzien.


experiment(enreeks) nodig [f(C,t)]. Bij ontbreken van voldoende gegevens wordt via vaste rekenregels een probitrelatie afgeleid. Een tweede keuze is het werken met een grenswaarde. De grenswaarde is een hoeveelheid die wordt afgeleid van een voorkeurs-LC50. Om voorkeurswaarden voor een LC50 af te leiden zijn dierexperimenten uitgevoerd.

Voor RB’s wordt gewerkt met interventiewaarden waarboven voorlichting, alarmering, respectievelijk sterfte aan de orde is. Op basis van deze waarden kan voorlichting c.q. alarmering of andere acties worden ondernomen. Deze ’drempel’waarden worden afgeleid op grond van meningen van deskundigen omtrent de integrale gegevensbasis. Ook bij een beperkte gegevensbasis worden interventiewaarden afgeleid als dit voor de betreffende stof relevant wordt geacht.

In de huidige versie van het Hoofdstuk wordt het vaststellen van probitrelaties uitgewerkt en uitgebreid naar de laatste inzichten om meer eenheid in het vaststellen van deze probitrelaties te verkrijgen. De stand van kennis met betrekking tot de interventiewaarden voor RB is dermate gevorderd dat deze mede een basis voor probitrelaties kunnen vormen.

In hoofdstuk 2 worden aanwijzingen gegeven voor de inventarisatie en selectie van toxiciteitsgegevens die gebruikt kunnen worden voor het vaststellen van probitrelaties voor het schatten van de acute inhalatoire toxiciteit voor de mens. In hoofdstuk 3 wordt beschreven hoe probitrelaties kunnen worden afgeleid, terwijl in hoofdstuk 4 wordt ingegaan op de beschikbare probitrelaties. In bijlage 3 is de procedure opgenomen om te komen tot een probitrelatie van een gevaarlijke stof.In hoofdstuk 5 wordt aandacht besteed aan het afleiden van probits voor niet-letale letsels en volgen in hoofdstuk 6 de discussie en conclusies.


2. INVENTARISATIE/SELECTIE VAN TOXICITEITSGEGEVENS

2.1. Algemeen

Bij letaliteit ten gevolge van inhalatoire blootstelling worden twee soorten toxiciteitsgegevens onderscheiden:

LC-waarde. Een LC-waarde is die concentratie, gegeven een tijdsduur, waarbij een bepaald percentage blootgestelden letaal letsel oploopt. Het letsel-percentage wordt als index vermeld.

Concentratie-tijd-respons-relatie voor sterfte. Dit betreft toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren (t) uit een experiment(enreeks) [f(C,t)]. In feite is dit een kwetsbaarheidsmodel die het responspercentage (of een daarvan afgeleide grootheid, de probit) weergeeft als functie van de concentratie en de blootstellingstijd.

2.2. Inventarisatie relevante gegevens

Voor veel stoffen zijn nauwelijks (relevante) gegevens voorhanden. Voor stoffen waar wel voldoende gegevens voorhanden zijn, is de waarde van de diverse onderzoeken en van de gegevens een punt van zorg. De dierexperimentele gegevens die ten grondslag kunnen liggen aan probitrelaties dienen alle op uniforme wijze te worden beoordeeld of gegenereerd. Dit kan alleen met een hoge mate van standaardisering en protocollering. Hiervoor heeft de werkgroep acute toxiciteit een beoordelingsprotocol opgesteld, zie bijlage 3 (Arts et al., 1999).

Een gerelateerd punt van zorg is de slechte kwaliteit van de meeste databanken (zoals RTECS) betreffende (acute) toxiciteit. Slechts weinig databanken hebben een geëvalueerd gegevensbestand.

Niet alle toxiciteitsgegevens zijn even relevant voor inhalatoire letaliteit. LD50 waarden zijn in het algemeen niet bruikbaar.3 Het is noodzaak te kunnen beschikken over toxiciteitsgegevens afkomstig van gepubliceerd dierexperimentele onderzoek (primaire literatuur). LClo waarden zijn niet aanvaardbaar, aangezien dit 1-100% sterfte kan betekenen.

Bij de beschrijving van de resultaten van dierexperimenteel onderzoek worden de volgende data per species getoetst: concentratie, blootstellingsduur, en de letaliteit (per sekse, indien gegeven). Op basis van de beschikbare gegevens en de genoemde criteria (zie 3.2) worden de studies ingedeeld in goed bruikbaar, voorwaardelijk bruikbaar of niet bruikbaar voor het afleiden van een probitrelatie voor sterfte na acute blootstelling bij de mens.

3 Toxische effecten zijn naar aard en ernst styerk afhaneklijk van de blootstellingsroute. Waarden die zijn afgeleid voor orale toediening, zoals de LD50 waarden, kunnen o.h.a. niet worden gebruikt om waarden af te leiden voor blootstelling via de luchtwegen, zoals LC50 waarden. LD50 waarden hebben alleen enige relevantie bij (systemische) effecten die onafhankelijk van de blootstellingsroute optreden. Althans kan men er dan van uitgaan dat de aard van de letale effecten dezelfde is. Wel dient er een dosisconversie plaats te vinden, waarbij de hoogte van de inwenidge belasting als uitgangspunt voor de vergelijking dient.


2.3. Selectie van relevante waarden

Zoals aangegeven verdienen gegevens uit primaire bronnen de voorkeur. Naast gegevens uit gepubliceerde dierexperimentele studies, zoals LC50 waarden, kunnen dit ook geëvalueerde waarden uit de Interventiewaardenlijst Gevaarlijke Stoffen (IGS; Ruijten et al., 2000) zijn. Dit is een in Nederland aanvaarde lijst van ongeveer 300 stoffen waarvoor drie interventiewaarden zijn afgeleid: de voorlichtingsrichtwaarde (VRW), de alarmeringsgrenswaarde (AGW) en de levensbedreigende waarde (LBW).4 De laatstgenoemde waarde kan worden gebruikt voor de afleiding van een probitrelatie voor sterfte door de LBW te relateren aan een lage respons voor sterfte (1%). Evenzo kunnen hiervoor de ERPG-3 (Emergency Response Planning Guidelines) en de AEGL-3 (Acute Emergency Guideline levels) waarden worden gebruikt, want die zijn min of meer vergelijkbaar met de LBW. De ERPG en AEGL waarden zijn of worden meegenomen bij het vaststellen van de LBW.

In het kader van het Veiligheidsrapport (VR) wordt gebruik gemaakt van onderzoek naar letaal letsel met proefdieren, waaruit een LC50 (centraal ankerpunt voor probitrelatie met de grootste betrouwbaarheid) afgeleid kan worden. Uit deze informatie kan zo nauwkeurig mogelijk sterfte bij een calamiteit voorspeld worden.

In het kader van rampenbestrijding (RB) wil men letale effecten voorkómen. Men is dan geïnteresseerd in een grenswaarde waarbeneden geen levensgevaar aanwezig is (LBW). Ook wordt gebruik gemaakt van meningen van deskundigen.

Voor de afleiding van een probitrelatie in het kader van het VR wordt dus bij voorkeur gebruik gemaakt van dierexperimenteel acuut inhalatietoxiciteitsonderzoek waarbij zowel de concentratie als de blootstellingsduur gevarieerd worden. Als er geen dierexperimenteel onderzoek beschikbaar is kan uit de LBW een probitrelatie afgeleid worden voor die stoffen, die bij plotseling vrijkomen ernstige schade aan de gezondheid van de bevolking kunnen toebrengen.

Voor overige stoffen kan gebruik worden gemaakt van de RIVM-database (SERIDA)5. Dit is een bestand waarin voor circa 700 relevante stoffen toxiciteitsgegevens opgenomen zullen worden. Het stoffenbestand wordt gevuld vanuit digitale gegevensbanken (voornamelijk RTECS), bestaande handboeken en EU, EPA en WHO publicaties. SERIDA is een makkelijk toegankelijke bron voor een eerste stap naar relevante informatie maar dit laat onverlet dat uitgegaan moet worden van primaire literatuur voor het vaststellen van probitrelaties.

Als laatste zij wellicht ten overvloede vermeld dat dierexperimentele studies met afwijkende toxiciteitsmechanismen of waarin extreme (on)gevoeligheid blijkt, dienen te worden uitgesloten.

4 De keuze van interventiewaarden wordt gerekend tot de competentie van de opstellersvan de IGS lijst en toetsing heeft plaatsgevonden door een landelijke klankbordgroep met vertegenwoordigers van VROM, RIVM, BiZa, TNO, NVIC, GR, GG&GD A’dam en Industrie. 5 Gegevens over SERIDA kunnen worden gevonden onder www.RIVM.nl


3. VASTSTELLEN VAN PROBITRELATIES

Door het veelal ontbreken van voor de mens relevante acute toxiciteitsgegevens, lijkt een algemeen rekenmodel dat het mogelijk maakt het percentage slachtoffers in bepaalde ongevalssituaties te bepalen, op basis van de huidige toxicologische kennis niet realiseerbaar. Gezien de behoefte aan een dergelijk rekenmodel gaat de voorkeur uit naar een ‘standaardafleiding’ op een consistente en transparante manier, aangezien dit de eenduidigheid van het vaststellen ten goede komt en interpretatieverschillen voorkomt. Om acute inhalatoire schade bij mensen te kunnen voorspellen, in dit geval sterfterisico, dient een methode te worden gekozen c.q. ontwikkeld. Hiervoor is de methode ‘probit-analyse’ gekozen.

Een concentratie-effect-relatie geeft het verband weer tussen de concentratie en de ernst van een bepaald type letsel terwijl in een concentraties-respons-relatie de concentratie wordt gerelateerd aan de effect-incidentie. Het begrip respons wordt gedefinieerd als de fractie van de blootgestelde populatie die het betreffende effect vertoont (effect-incidentie).

In bijlage 3 is de procedure opgenomen om te komen tot een probitrelatie van een gevaarlijke stof.

3.1. Probit-analyse

In tegenstelling tot bijvoorbeeld één LC-waarde, die slechts één combinatie van concentratie, blootstellingstijd en respons geeft kan met een probitrelatie voor elke stof voor iedere willekeurige concentratie het verband tussen respons en dosis (functie van concentratie en blootstellingstijd) worden bepaald. Tevens wordt bij een probitrelatie aangegeven hoe de bijdragen van concentratie en tijd zich ten opzichte van elkaar verhouden.

De probitrelatie (of probitfunctie) in de meest elementaire vorm is:

Pr = a + b1 ln C + b2 ln t (5.1)

met C = concentratie (in ppm, mg/m3 of g/m3), t = tijdsduur (in min), en waarbij Pr6 een grootheid is, die via een statistische transformatie samenhangt met de responsfractie R volgens:

1 Pr-5

R = √(2π) ∫ exp (-½u2) du (5.2)

- ∞

Een grafische weergave van de relatie tussen ln C en het responspercentage resp. de probit toont duidelijk het verschil. In Figuur 1 is links het responspercentage en rechts de probit lineair uitgezet; de S-vormige curve hoort bij de linkeras en de rechte lijn bij de rechteras. Probittransformatie dient in feite om een cumulatieve lognormale curve als een rechte lijn weer te kunnen geven. Aangezien veel toxische effecten biologische fenomenen zijn, die bijna uitsluitend lognormaal zijn verdeeld, is gekozen voor de methodiek van probitrelaties zoals beschreven door Finney (1971). In het geval van specifieke risicogroepen kan niet zondermeer worden uitgegaan van de lognormaal verdeling De gevoeligheid

6 In de bovenlimiet van de integraal is Pr-5 gekozen in plaats van Pr om negatieve waarden van de probit te vermijden bij praktisch voorkomende responspercentages. Hiervoor is indertijd gekozen omdat het makkelijker was om niet met negatieve getallen te hoeven rekenen.


van angina pectoris patiënten voor koolmonoxide ligt bijvoorbeeld meer dan een ordes van grootte boven die van normaal gevoelige personen (NAC/AEGL 2000) Het responsbereik moet in die gevallen apart geëvalueerd worden. Hiervoor is geen standaardmethode beschikbaar.

In de praktijk wordt voor de conversie van percentages naar respons of vice versa gebruik gemaakt van Tabel 1.

In plaats van vgl. 5.1 wordt meestal gebruik gemaakt van vgl. 5.3; hierbij is b = b2 en n = b1/b2

Pr = a + b ln(Cnt). (5.3)

3.2. Uitgangspunten bij het vaststellen humane probitconstanten

Om een zo verantwoord mogelijke schatting van humane probitconstanten te maken worden de volgende uitgangspunten gehanteerd.

3.2.1. Intra- en interspeciesverschillen

Responsverschillen binnen één diersoort (intraspecies) zijn het gevolg van variaties in de kwetsbaarheid van individuen. Deze variatie komt tot uiting in de steilheid van de probitfunctie; hoe steiler hoe minder variatie. Een maat voor de steilheid van de probitfunctie is de verhouding van de doses (Cnt) behorende bij responspercentages van bijvoorbeeld 99% en 1%. Deze verhouding is:

D99 = exp [ (Pr99 - Pr01) / b]

D01

C99 = exp [ (Pr99 - Pr01) / (n*b)]

C01

Voor grotere b wordt de verhouding kleiner. Voor 22 stoffen is er een waarde van b bekend; deze blijkt te variëren van 0.33 tot 11.4 (CPR, 1990).

Bij een vast gekozen b (zoals in de eerste versie van het Groene Boek, waarbij als defaultwaarde b=1 werd gekozen) zal de gevoeligheidsspreiding sterk afhangen van de waarde van n. Bij grote n is de spreiding klein, bij kleine n is de spreiding groot. Aangezien dit verband niet logisch werd geacht, is gekozen voor een probitfunctie met een van n onafhankelijke gevoeligheidsspreiding. Dit kan wanneer het product b x n constant wordt gehouden. Op basis van gepubliceerde en op dierexperimenten betrekking hebbende probitrelaties is geconcludeerd dat b x n = 2 een goed bruikbaar resultaat oplevert (ten Berge, 1993). Feitelijk betekent b x n = 2 dat het responsbereik (P1-P99) wordt gefixeerd op ongeveer een factor 10.

Daarnaast kunnen verschillen in respons tussen de diverse diersoorten (interspeciesverschillen) een rol spelen. Dit verschil in gevoeligheid is te vertalen als een factor die de concentratie C (of de blootstellingstijd) beïnvloedt. Gekozen is om deze factor rekenkundig altijd in de term a onder te


brengen. Dat betekent dat een verschil in gevoeligheid tussen mens en dier niet van invloed is op b (en dus ook niet op n) maar alleen op a, ofwel het intercept.

Grafisch kan dit als volgt worden weergegeven (Figuur 2): intraspecies-extrapolatie (grotere variatie in gevoeligheid binnen diersoorten) wijzigt de helling van de lijn Pr = a + b ln (Cnt) in een vlakkere lijn. Interspecies-extrapolatie (hogere gevoeligheid van de mens) verschuift de lijn vervolgens op de x-as naar links. Opgemerkt dient te worden dat een verschuiving van de lijn het intercept beïnvloedt. Bij het vlakker worden van de lijn is het zogenaamde ankerpunt derhalve van belang.

Een rechte lijn wordt gedefinieerd door (minimaal) twee punten dan wel door een punt en een hellingshoek. In de toxicologie zijn de onzekerheden meestal te groot om een concentratie-tijd-responsrelatie voor sterfte op twee punten (of een punt en een hellingshoek) te kunnen baseren en is het gebruikelijk om een standaard-defaultwaarde voor de hellingshoek aan te houden. Dit heeft als consequentie dat een probitrelatie op slechts één punt wordt gebaseerd, hetgeen de gevoeligheid voor foutieve inschattingen groot maakt. De nauwkeurigheid kan worden verbeterd door een gedegen experimentele basis te creëren. Dit geldt ook voor afwijkingen ten opzichte van de default-hellingshoek. Echter, de consequenties van afwijkingen in de hellingshoek zijn tevens afhankelijk van de positie van het ankerpunt op de curve. De voorkeur gaat daarom uit naar een centraal in plaats van een extreem ankerpunt.

Als gekozen wordt voor de concentratie die 50% sterfte veroorzaakt, dan betekent dit een keuze voor het ankerpunt waarbij Pr=5. Een voordeel van het gebruik van het 50% sterftepunt is dat deze statistisch het meest betrouwbaar is (Zwart et al., 1990).

3.2.2. Concentratie en blootstellingstijd

De relatieve bijdrage van concentratie en blootstellingstijd aan het toxische effect is niet gelijk voor alle stoffen, hetgeen gevolgen heeft voor de factor n in de probitfunctie, i.e. de verhouding tussen concentratie en tijd. Over de variatie van n tussen en binnen species is tot nog toe weinig bekend; daarom wordt er vanuit gegaan dat de n voor zover die voor dieren bekend is ook op mensen van toepassing is.

3.2.3. Lokaal en systemisch werkende stoffen

Stoffen die de luchtwegen binnendringen kunnen worden onderscheiden in lokaal werkende stoffen en systemisch werkende stoffen. Lokaal werkende stoffen oefenen hun werking uit op het orgaan waardoor ze worden opgenomen; in dit geval een schadelijke werking op de luchtwegen. Systemisch werkende stoffen worden door de longen opgenomen en via het bloed getransporteerd, waarna ze elders in het lichaam hun effect hebben. Hierbij wordt een grote rol gespeeld door farmacokinetiek en farmacodynamiek, die sterk species-afhankelijk kunnen zijn.

In de vorige editie van het Groene Boek is uitgebreid ingegaan op deze twee typen stoffen en is voor beide voor een aantal diersoorten een extrapolatiefactor bepaald. De uitwerking van deze bepaling is opgenomen in Bijlage 2.


3.3. Berekeningsmethode humane probitrelaties

Zoals hiervoor aangegeven kunnen de toxiciteitsgegevens, waarop humane probitrelaties zijn gebaseerd, variëren van toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren uit een experimentenreeks, voorkeurs- LC50 waarden, tot interventiewaarden waarboven sterfte aan de orde is. Voor elk van deze drie categorieën is een methodiek voorhanden om probitrelaties vast te stellen.

3.3.1. Toxiciteitsgegevens uit een experimentenreeks

Er is een protocol (zie bijlage 4) geschreven (Arts et al., 1999) waarin criteria worden aangereikt om te beoordelen of een studie adequaat is uitgevoerd. Vooralsnog wordt geen uitspraak gedaan over de voorkeuren voor diersoorten (hiërarchische reeks, selectie, of alles middelen). In de vorige versie van het Groene Boek is, wanneer er gegevens van meerdere relevante diersoorten bekend waren, de humane LC50 gelijk gesteld aan 2 maal het gemiddelde van de gecorrigeerde dierwaarden. Deze methode wordt vooralsnog gehandhaafd maar wordt nader onderzocht.

Op basis van een geschikte dierexperimentele studie waarbij meerdere blootstellingsconcentraties en blootstellingstijden zijn gehanteerd, wordt allereerst een probitrelatie vastgesteld voor de geteste diersoort.

Met gebruik van een computerprogramma (‘Doseresp’; ten Berge, 2001) wordt de probitrelatie op basis van dierexperimentele gegevens vastgesteld. Hieruit wordt de 30-min LC50 waarde voor de betreffende diersoort berekend. Bij de berekening van de LC50 waarde voor de mens is uitgegaan van deze berekende LC50 (dier)waarde, waarna extrapolatie plaatsvindt met behulp van een omrekeningsfactor. Deze factor is enerzijds voor lokaal en anderzijds voor systemisch werkende stoffen geschat.

De methodiek waarmee de probitconstanten worden berekend, gebaseerd op Pr = a + b ln (Cnt) gaat uit van de LC50 waarde, omdat deze waarde statistisch de grootste betrouwbaarheid heeft. De ‘n’ wordt overgenomen uit de (dier) experimentele probit. Door vervolgens voor b x n = 2 te kiezen wordt een praktische aanname gedaan, die recht doet aan de spreiding in kwetsbaarheid van de mogelijk bij een calamiteit blootgestelde bevolking. Probitconstante a wordt vervolgens berekend uitgaande van de geëxtrapoleerde LC50 (mens), een probitwaarde van 5 (50% sterfte) en een b = 2/n.

Voor het berekenen van de humane probitrelatie wordt arsine als voorbeeld gebruikt. Op basis van een studie in ratten (IRDC, 1985) wordt de volgende probitelatie verkregen voor de rat:

P arsine = -24,3 + 2,49 ln (C1,24 x t)

Op basis van deze probitrelatie wordt een 30-min LC50 waarde voor de rat berekend. Deze is 843 mg/m3. De experimentele waarde van n bedraagt 1,24. Uit een aangenomen regressiecoëfficient van 2 (b x n = 2) kan een waarde van 1,61 voor b worden afgeleid.

De humane 30-min LC50 waarde wordt vervolgens berekend met een voor de rat voorgestelde extrapolatiefactor van 4 (zie Bijlage 2) op de 30-min LC50 voor de rat. Hieruit volgt dat a = 5 – 1,61 ln {(843/4)1,24 x 30} en dat a = -11,2. De humane probitrelatie wordt dan:


P = -11,2 + 1,61 ln (C1,24 x t).

Uit deze humane probitrelatie kan de humane LC01 waarde worden berekend. Deze kan worden vergeleken met de LBW als controle op de consistentie, namelijk of de orde van grootte van de humane LC01 overeenkomt met de LBW. Bij onderlinge verschillen van een factor 10 of meer, dienen de resultaten ter beoordeling aan de toetsgroep te worden voorgelegd.

3.3.2. LC-waarden bij vaste tijdsduur

Voor voorkeurs-LC50 waarden wordt, indien nodig, de LC50 waarde omgerekend naar 30 min, uitgaande van de probitrelatie Pr = a + b ln (Cnt) waarbij Cnt = constant. Indien n niet bekend is, wordt deze op 2 gesteld. Met behulp van een extrapolatiefactor (Bijlage 2) wordt vervolgens de 30-min LC50 mens berekend. Met de aldus bepaalde LC50 waarde kan tenslotte ‘a’ worden berekend. De berekeningsmethode is samengevat in Figuur 3.

3.3.3. Levensbedreigende waarden

Naast de afleiding van humane probitrelaties uit dierexperimentele gegevens kunnen probitrelaties ook worden afgeleid uit de eerder genoemde interventiewaarden met defaultwaarden b=1 en n=2. Vooralsnog worden de LBW’s geïnterpreteerd als LC01 (bijbehorende probitwaarde: 2.6737) voor 60 minuten. De LBW-waarde wordt met behulp van n=2 omgerekend naar een LBW voor 30 minuten, tenzij de LBW is gebaseerd op een AEGL-3. De AEGL-3 waarde wordt voor verschillende tijdsduren gepresenteerd; de AEGL-3 waarde voor 30 minuten wordt gebruikt voor de afleiding van de probitrelatie. Bij de AEGL-waarden kan ook een ‘n’ waarde zijn gegeven. Deze dient dan in plaats van de defaultwaarde te worden gebruikt.

[NB. Het is niet zinvol om uit de AEGL-waarden de ‘n’ af te leiden. De exponent n moet afgeleid worden uit de originele dierexperimenten. Als deze experimenten door de AEGL-commissie beschreven zijn, dan worden de probitrelaties direct uit de diergegevens afgeleid.]

3.4. Voorkeursvolgorde voor letaliteitswaarden

In de vorige paragrafen is aangegeven hoe de humane probitrelatie kan worden afgeleid c.q. berekend op basis van experimentele diergegevens, dat wil zeggen uit meerdere blootstellingsduren (t) uit een experiment(enreeks); f(C,t) of uit voorkeurs LC50 waarden. Probitrelaties kunnen ook worden afgeleid uit de eerder genoemde interventiewaarden.

De volgende voorkeursvolgorde geldt voor het afleiden van probitrelaties:

Vastgestelde probit voor VR’s: ‘a’, ‘b’ en ‘n’ worden vastgesteld door de betrokken departmenten op grond van experimentele gegevens met betrekking tot meerdere blootstellingsduren.

Voorkeurs LC50 waarden: experimentele gegevens voor één blootstellingsduur, in combinatie met de defaultwaarden voor ‘b’en ‘n’.

LBW7: integrale door deskundigen gewogen gegevensbasis vooralsnog geïnterpreteerd als LC01 in

7 De Interventiewaarden Gevaarlijke Stoffen (IGS; Ruijten et al., 2000) zijn afgerond omdat zowel de


combinatie met de defaultwaarden voor ‘b’ en ‘n’.

3.5. Aanvullend onderzoek

Aanvullend geldt dat het voor sommige stoffen waarvoor weinig toxiciteitsgegevens voorhanden zijn alsnog wenselijk kan zijn om LC50’s voor meerdere blootstellingsduren af te leiden, afhankelijk van het belang dat wordt gehecht aan een accurate probitrelatie voor die stof. Een elegante methode, die niet meer proefdieren kost dan een standaard LC50 studie, is beschreven in het eerder genoemde protocol (Arts et al., 1999) en gepubliceerd in twee artikelen (Zwart et al., 1990; 1992).

gegevensbasis als de meetmethoden (Dräger buisjes) alleen ‘orde van grootte’ schattingen toelaten. De waarden zijn afgerond naar een naastliggende waarde op de logaritmische reeks.


4. BESCHIKBARE PROBITRELATIES

4.1. Stoffen waarvoor een probitrelatie is vastgesteld

In de vorige editie van het Groene Boek (CPR, 1990) is een selectie gemaakt van stoffen waarvoor probitrelaties noodzakelijk werden geacht. De selectie van de stoffen is voortgekomen uit de COVO-studie (Commissie Onderzoek Veiligheid Omwonenden 1982). De selectie is indertijd beperkt gehouden uit prioriteitsoverwegingen. De criteria die bij deze selectie werden toegepast waren:

a. specifieke toxiciteit

b. vluchtigheid (van vloeistoffen)

c. vóórkomen.

De mate waarin een toxische stof schade in de omgeving kan veroorzaken wordt bepaald door de toxiciteit en de verspreiding van de stof. De verspreiding is afhankelijk van de bronsterkte, de weersomstandigheden en (voor vloeistoffen) de vluchtigheid van de stof. Een vloeistof met bijvoorbeeld een lage dampspanning zal bij vrijkomen relatief langzaam verdampen zodat de afstand waar nog een toxische concentratie voorkomt in het algemeen gering zal zijn. Deze gegevens leiden tot een bepaald concentratieverloop als functie van de afstand. Door Duiser is de risico-index afgeleid, een grootheid, waarin de bovengenoemde factoren gecombineerd zijn (Duiser, 1985). De risico-index RI is de verhouding van de concentratie die op een bepaalde afstand van de bron wordt bereikt en de concentratie waarboven een bepaalde graad van letsel wordt veroorzaakt. Deze risico-index is voor een groot aantal stoffen berekend.

De risico-index is gebruikt als grootheid voor de selectie van 22 bulkstoffen waarvoor de bepaling van de probit-functie (zie Hoofdstuk 3) relevant werd geacht. De geselecteerde stoffen en hun probit-functie zijn vermeld in Tabel 2.

In de tussentijd zijn vier van deze vastgestelde probitrelaties in het technisch knelpunten overleg (tko) gewijzigd en voor de VR’s geaccepteerd. De probitrelaties voor deze vier stoffen zijn gemerkt in Tabel 2 met *.

Het bevoegd gezag wordt geadviseerd om de probitrelaties van Tabel 2 aan te houden en eventuele

4.2. Stoffen waarvoor een probitrelatie in discussie is

4.2.1. Stoffen in behandeling voor vaststelling

Voor het opstellen van stofdocumenten met als doel het vaststellen van probitrelaties werd een

afwijkende en nieuwe probitrelaties aan het Ministerie van VROM voor te leggen (zie de informatie op www.vrom.nl/externeveiligheid.

Er is in 1997 een aantal werkgroepen ingesteld om het ‘Groene Boek’ te herzien. Een van de voorstellen was het instellen van een reguliere toetsgroep voor het ontwikkelen, bijhouden en zonodig bijstellen van probitrelaties. Toendertijd is besloten de toetsgroep alleen op ad hoc basis in te stellen. Deze toetsgroep zou verantwoordelijk moeten zijn voor een wetenschappelijke toets van de haar aangeboden probitrelaties, en adviseerde de Commissie Preventie van Rampen (CPR) over de vaststelling van probitrelaties.


template ontwikkeld (Busschers e.a., 2002). De praktische bruikbaarheid van de template werd direct getoetst aan de hand van een zevental stoffen (zie Tabel 3). De status van deze probitrelaties is voorgesteld.

Er dient te worden opgemerkt dat gerekend kan worden met de in dit document weergegeven probits voor Arsine, Dimethylamine, Ethyleenimine en Methylmercaptaan omdat voor deze stoffen nog geen probitrelatie in het Paarse boek is vastgesteld. Er kunnen echter geen rechten aan worden ontleend totdat deze officieel zijn vastgesteld. Voor Chloorwaterstof, Cyaanwaterstof en Zwavelwaterstof zijn reeds probitrelaties vastgesteld en moet worden gerekend met de oude vastgestelde probits.

4.2.2. Stoffen waarvoor een probitrelatie kan worden voorgesteld op basis van defaultwaarden

Het aantal stoffen waarvoor een probitrelatie zou kunnen worden vastgesteld kan drastisch worden verhoogd door probitrelaties af te leiden voor stoffen waarvoor LBW (levensbedreigende waarde) zijn opgesteld. Er is een aanvullende methodiek voorgesteld om voor ruim 250 stoffen (met defaultwaarden voor probitconstanten), probitrelaties af te leiden op basis van deze grenswaarden.

Met betrekking tot de selectie van deze stoffen kan worden vermeld dat de selectie getrapt heeft plaatsgevonden.

De Dienst Centraal Milieubeheer Rijnmond (DCMR) en GGD-Rijnmond hebben de relevante stoflijsten geïnventariseerd, met name het Schadescenarioboek (TNO), lijst voor de selectie van EVR-bedrijven door Tebodin (80-er jaren), de AVR lijst en de Rijnmondlijst. Hiervan is een ‘moederlijst’ gemaakt. Vervolgens heeft de DCMR voor al deze stoffen effect-scenario’s berekend voor de Rijnmondindustrie. Als selectiecriterium is aangehouden dat er minimaal gedurende een half uur een gevaarlijke concentratie (overschrijding van de alarmeringsgrenswaarde) in bewoond gebied zou kunnen optreden. Hierbij zijn de STEL-waarden gebruikt en zijn ook alle stoffen waarvoor een ERPG waarde was vastgesteld meegenomen. Vervolgens heeft GGD-Rijnmond de interventiewaarden opgesteld voor de geselecteerde stoffen. De DCMR heeft vervolgens de effect-scenario’s opnieuw bekeken met de interventiewaarden. Tenslotte is op verzoek van het Ministerie van VROM nog een tiental stoffen toegevoegd. Uiteindelijk zijn al deze stoffen opgenomen in de Interventiewaardenlijst Gevaarlijke Stoffen (IGS; Ruijten et al., 2000).


5. NIET-LETALE LETSELS

Het project ‘Gezondheidsschade door Gevaarlijke Stoffen’(GSGS) is nog niet afgerond en heeft niet geleid tot consensus over de noodzaak en wijze waarop niet-letale effecten moeten worden meegewogen. De toepassing van probitrelaties voor niet-letaal letsel is optioneel en primair bedoeld als voorschot op de te verwachten ontwikkelingen.

In een rapport van De Weger et al. (1993) is een aanzet gegeven tot de kwantitatieve beschrijving van niet-letale letselvormen tengevolge van incidentele inhalatoire blootstelling aan toxische stoffen. Het doel was tweeledig: (1) het formuleren van het theoretisch kader ten behoeve van de verdere ontwikkeling van niet-letale toxiciteitsgegevens en (2) het bepalen van kwantitatieve niet-letale toxiciteitsgegevens voor een tweetal stoffen (chloor en waterstofcyanide).

De gekozen letselcategorisering is gebaseerd op een door de American Industrial Hygiene Association (AIHA, 1987) voorgestelde categorisering en is door ECETOC (1991) overgenomen. Deze categorieën zijn: detectability, discomfort, and disability (respectievelijk D1 tot/met D3; zie Tabel 4). De laatste categorie D4 (death/permanent incapacity) valt in principe niet onder de niet-letale letsels.

De systematiek met drie interventiewaarden is oorspronkelijk opgesteld door de AIHA (American Industrial Hygiene Association), aangehaald in het rapport ‘Gezondheidsschade door gevaarlijke stoffen’ (GSGS) en gehanteerd in de IGS-lijst (Ruijten et al., 2000), en is inmiddels internationaal gebruikelijk. In de laatst genoemde lijst zijn de drie interventiewaarden: de voorlichtingsrichtwaarde (VRW), de alarmeringsgrenswaarde (AGW) en de levensbedreigende waarde (LBW), min of meer overeenkomend met respectievelijk, ERPG-1, ERPG-2 en ERPG-3 waarden (AIHA).

Voor niet-letale letsels wordt voorgesteld uit te gaan van de AGW-waarden, deze te interpreteren als 1%-responswaarden (AGW01) en te hanteren in combinatie met de defaultwaarden voor ‘b’en ‘n’.

Vanuit de toxicologie wordt aan de categorisering de voorwaarde gesteld dat kan worden aangegeven welke parameters c.q. meetwaarden kenmerkend zijn voor een bepaalde categorie. Alleen op deze manier is het mogelijk om de haalbaarheid te bepalen van een (experimenteel-)toxicologische onderbouwing van de categorieën.

Voor het bepalen van probitrelaties wordt uitgegaan van ‘kwantale’ effecten, dat wil zeggen het effect treedt al dan niet op (‘ja/nee’). Sterfte is natuurlijk een kwantaal effect. Ook geurwaarneming en verkleuring worden gerekend tot de zogenaamde ‘kwantale’ effecten Voor het vaststellen van probitrelaties voor niet-kwantale effecten zullen grenswaarden moeten worden vastgesteld, zoals bijvoorbeeld een minimale toename van 60% in longgewicht in overlevende dieren (Zwart et al., 1988).

Globaal wordt onder detectability (D1) verstaan de waarneming van de geur en/of de kleur van de vrijkomende stof en sensorische irritatie. Sensorische irritatie is echter geen kwantaal effect; er bestaat een verband tussen concentratie en intensiteit van het effect, gemeten als het percentage vermindering van de ademhalingsfrequentie. Een criterium hiervoor is de RD50 waarde, de concentratie waarbij de ademhalingsfrequentie met 50% is afgenomen. De RD50 waarde kan niet zonder meer als categorie-indelingscriterium worden gebruikt omdat er voor sommige stoffen bij de RD50 waarde géén en voor andere stoffen wèl orgaanschade kan optreden (Bos et al., 1992). Sensorische irritatie valt dan ook in de categorie D1 indien geen orgaanschade optreedt; treedt er wel orgaanschade op, dan volgt indeling in D2 of D3.


Onder discomfort (D2) en disability (D3) zijn effecten ondergebracht die tenminste hinder veroorzaken, oplopend tot ernstige vormen van letsel. Neurologische verschijnselen of toegenomen longgewicht zijn effecten die objectief vast te stellen zijn in dierexperimenteel onderzoek. Echter, zoals hiervoor gesteld zullen voor het vaststellen van probitrelaties grenswaarden moeten worden vastgesteld. Niet-letale, niet-kwantale effecten, zoals misselijkheid, zijn waarschijnlijk moeilijker objectief vast te stellen in dierexperimenteel onderzoek, maar hiervoor kunnen eveneens grenswaarden worden vastgesteld waarboven wel en waaronder van geen effect wordt gesproken.

Voor chloor zijn kwantitatieve niet-letale toxiciteitsgegevens afgeleid voor de categorieën D1, D2 en D3. Op basis van een studie waarbij vrijwilligers aan chloor werden blootgesteld kon een probitfunctie voor categorie D1 (detectability; parameter: ‘jeuk of branderig gevoel in de keel’) worden bepaald. Voor de categorie D3 (disability; parameter: ‘60% toename in longgewicht in ratten) kon eveneens een probitfunctie worden bepaald. Voor categorie D2 (discomfort; parameter: ‘sensorische irritatie in muizen’) kon geen probitfunctie maar wel een grenswaarde worden vastgesteld. Tevens werden voor alle drie de categorieën (D1, D2 en D3) concentratie-ranges aangegeven. Ook voor categorie D4 werd een probitfunctie vastgesteld maar dit was voor letaliteit.

Voor waterstofcyanide kon slechts een probitfunctie voor letaliteit (D4) worden vastgesteld. Voor de overige drie categorieën (D1, D2 en D3) bleek onvoldoende informatie beschikbaar om een volledige concentratie-tijd-respons-relatie op te stellen. Wel werden voor deze drie categorieën concentratie-ranges aangegeven (De Weger et al., 1993).

De algemene conclusie uit het bovengenoemde onderzoek (de Weger et al., 1993) was dat het voor een aantal stoffen mogelijk moet zijn (indien voldoende relevante gegevens beschikbaar zijn) om voor tenminste enkele van de letselvormen een concentratie-tijd-respons-relatie te bepalen (bijvoorbeeld in de vorm van een probitfunctie). Voor andere stoffen, of voor bepaalde letselvormen, zal genoegen genomen moeten worden met grenswaarden of gekeken moeten worden naar andere modellen (effectmodellen).


6. DISCUSSIE EN CONCLUSIES

In de vorige versie van het Groene Boek is gekozen voor een relatief eenvoudig model om respons-relaties mbv probitrelaties af te leiden gezien het relatieve gebrek aan betrouwbare gegevens. Dit gebrek is nog steeds onverkort aanwezig. Derhalve wordt opnieuw voor dit relatief eenvoudige model gekozen. Alternatieve methoden kunnen worden aanvaard mits deze aantoonbaar minimaal gelijkwaardige kwaliteit hebben (’equivalentie-principe’ zoals dat door de EPA (Environmental Protection Agency; US-EPA) wordt

Het opstellen van voor de mens toepasbare kwetsbaarheidsmodellen is in twee stappen onder te verdelen, te weten (1) de bepaling van de LC50 (mens) en (2) de berekening van de probitconstanten.

(1) Bij de berekening van de LC50 (mens) waarde is uitgegaan van bekende LC50 (dier)waarden. De toxiciteitsgegevens kunnen variëren van toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren uit een experimentenreeks of uit voorkeurs- LC50 waarden. De LC50 (dier)waarden zijn, voor zover nodig, omgerekend naar waarden voor een blootstellingstijd van 30 minuten, waarna extrapolatie plaatsvond met behulp van een omrekeningsfactor. Deze factor werd enerzijds voor lokaal en anderzijds voor systemisch werkende stoffen geschat.

(2) De methodiek waarmee de probitconstanten worden berekend, gebaseerd op Pr = a + b ln (Cnt) gaat uit van de LC50 waarde, omdat deze waarde statistisch de grootste betrouwbaarheid heeft. De ‘n’ wordt overgenomen uit de (dier) experimentele probit. Door vervolgens voor b x n = 2 te kiezen wordt een praktische aanname gedaan, die recht doet aan de spreiding in kwetsbaarheid van de mogelijk bij een calamiteit blootgestelde bevolking. De berekening van de probitconstante ‘a’ gebeurt uitgaande van de geëxtrapoleerde LC50 (mens), een probitwaarde van 5 (50% sterfte) en een b = 2/n. Als ‘n’ niet is af te leiden uit experimentele data dan geldt b=1 en n=2. Voor voorkeurs- LC50 waarden wordt ook uitgegaan van de probitrelatie Pr = a + b ln (Cnt) waarbij Cnt = constant. Indien n niet bekend is, wordt deze op 2 gesteld. Met de bepaalde LC50 (mens)waarde kan tenslotte ‘a’ worden berekend. Naast de afleiding van humane probitrelaties uit dierexperimentele gegevens kunnen probitrelaties ook worden afgeleid uit interventiewaarden met defaultwaarden voor ‘b’en ‘n’, d.w.z b=1 en n=2.

Naast het afleiden van humane probits voor letale letsels is gekeken of ook humane probits voor niet-letale letsels vastgesteld kunnen worden. Uit een onderzoek van De Weger et al. (1993) bleek dat voor stoffen waarvoor voldoende gegevens beschikbaar zijn dat op een relatief eenvoudige wijze kwantitatieve niet-letale toxiciteitsgegevens kunnen worden afgeleid (bijvoorbeeld in de vorm van een probitfunctie). Slechts voor een deel van de belangrijkste industriële chemicaliën is er momenteel voldoende informatie beschikbaar om betrouwbare concentratie-tijd-respons-relaties voor niet-letale letselvormen af te leiden. Het verdient dan ook aanbeveling om in de protocollen voor toxicologisch experimenteel onderzoek de verplichting op te nemen om metingen te verrichten aan parameters die inzicht verschaffen in niet-letale effecten van de te onderzoeken stoffen. Voor het afleiden van probits voor niet-letale letsels dient (1) een model gekozen te worden, i.e. een effect of risicomodel en (2) het letselniveau dient te worden vastgelegd, zoals bijvoorbeeld een 60% toename in longgewicht.

Ondanks de goede onderbouwing, die aan de resultaten ten grondslag ligt, zijn de humane probitconstanten slechts een indicatie. De hier gepresenteerde kwetsbaarheidmodellen zijn bedoeld voor gebruik in zogenaamde kwantitatieve risico-analyses. De onzekerheden in deze kwetsbaarheidsmodellen dienen dan ook bezien te worden in het kader van andere soms ook relatief grote onzekerheden die daarbij een rol spelen. Ook is de reikwijdte beperkt tot sterfte als direct gevolg van acuut inhalatoire blootstelling. De hier gepresenteerde kwetsbaarheidsmodellen zijn niet geschikt voor voorspelling van andere effecten dan sterfte (zoals in de Inleiding gespecificeerd) maar ze

gehanteerd). De definitieve probitrelatie zal door de betrokken departementen worden vastgesteld.


kunnen wel bijdragen aan de berekening van de risico's van een activiteit, met name in relatieve zin (risicoreductie, vergelijking van verschillende activiteiten); met dien verstande dat de resultaten grootte-orde-schattingen zijn net zoals de resultaten uit de overige PGS methodieken voor incidenten met industriële chemicaliën.


LITERATUUR

AIHA (1987) Emergency Response Planning Guidelines (ERPGs): Recommended Procedures and Documentation Format. AIHA ERPG Committee. American Industrial Hygiene Association, Akron, Ohio, USA

Arts J.H.E. and Muijser H. (1999) Protocol voor het toetsen van literatuurgegevens of het genereren van onderzoeksgegevens ter bepaling van probitrelatie. TNO rapport V99.958, Zeist

Berge W.F. ten (1993) Arguments for keeping the product of exponent x slope (n x b) at a fixed value of 2 for all probit equations predicting mortality in humans, DSM, Geleen

Berge W.F. ten (2001) ‘Doseresp’. Computerprogramma ter berekening probirelaties uit experimentele data; on-line verkrijgbaar bij: Home.planet.nl/~Wtberge

Bos P.M.J., Zwart A., Reuzel P.G.J. and Bragt P.C. (1992) Evaluation of the sensory irritation test for the assessment of occupational health risk. Crit. Rev. Toxicol. 21, 423-450

Busschers M., Bos P.M.J., van Doorn R. en Ruijten M. (2002) Probitrelaties acute toxiciteit. TNO rapport V4559, Zeist

COVO (1982); Risico analyse voor zes potentieel gevaarlijke industriële objecten in de Rijnmond, een pilot studie. Rappoort voor het Openbaar Lichaam Rijnmond, D. Reidel Publ., Dordrecht

CPR (1990) Methoden voor het bepalen van mogelijk schade aan mensen en goederen door het vrijkomen van gevaarlijke stoffen (kortweg: Groene Boek). Hoofdstuk 5: Schade door acute intoxicatie. Commissie Preventie van Rampen door Gevaarlijke Stoffen (CPR), ISBN 90-5307-052-4, Voorburg

CPR (1999) Guidelines for Quantitative Risk Assessment (kortweg Paarse Boek), hoofdstuk 5 Modelling Exposure and Damage. Commissie Preventie van Rampen door Gevaarlijke Stoffen (CPR), ISBN 90-12-08796-1, Den Haag.

Duiser J.A. (1985) Letselcriteria voor toxische stoffen. TNO rapport 85-06564, Apeldoorn

ECETOC (1991) Emergency Exposure Indices for Industrial Chemicals. ECETOC Technical Report NO. 43, Brussels, Belgium

Finney D.J. (1971) Probit Analysis. Cambridge University Press, Cambridge, 3rd ed.

IRDC (1985) LC50 acute inhalation toxicity evaluations in rats [with cover letter to the Office of Pollution


Prevention and Toxics dated February 21, 1992], International Research and Development Corporation (IRDC), Basking Ridge, NJ. ET&T Bell Laboratories Reports nos. 533-001, 533-002, 533-003

NAC/AEGL (nov. 2000)

Draft Acute Exposure Guideline Levels for Carbon Monoxide, National Advisory Committee, US Environmental Protection Agency, Wash. DC.

Ruijten M., van Doorn R., Habets T., Cenin Th. en van Haagen R. (2000) Interventiewaarden gevaarlijke stoffen Nr. 8, POBM reeks, Ministerie van Binnenlandse Zaken en Koninkrijksrelaties, en Minsiterie van Volkshuisvesting, Ruimtelijke Ordening en Milieubeheer, Den Haag

Weger D. de, Feron V.J., Zwart A. en de Vrijer F. (1993) Gezondheidsschade door calamiteiten met gevaarlijke stoffen. TNO rapport V93.259, Apeldoorn

Zwart A. and Woutersen R.A. (1988) Acute inhalation toxicity of chlorine in rats and mice; time-concentration-mortality relationship and effects on respiration. J. Hazard. Mater. 19, 195-208

Zwart A., Arts J..H.E., Klokman-Houweling J.M. and Schoen E.D. (1990) Determination of concentration-time-mortality relationships to replace LC50 values. Inhal. Toxicol. 2, 105-117

Zwart A., Arts J.H.E., ten Berge W.F and Appelman L.M. (1992) Alternative acute inhalation toxicity testing by determination of the concentration-time-mortality relationship: experimental comparison with standard LC50 testing. Regul Toxicol. Pharmacol. 15, 278-290


Tabel 1 Verband tussen percentages en probits (Finney, 1971)

% 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-

99

-

3,72

4,16

4,48

4,75

5,00

5,25

5,52

5,84

6,28

0,0

7,23

2,67

3,77

4,19

4,50

4,77

5,03

5,28

5,55

5,88

6,34

0,1

7,37

2,95

3,82

4,23

4,53

4,80

5,05

5,31

5,58

5,92

6,41

0,2

7,41

3,12

3,87

4,26

4,56

4,82

5,08

5,33

5,61

5,95

6,48

0,3

7,46

3,25

3,92

4,29

4,59

4,85

5,10

5,36

5,64

5,99

6,55

0,4

7,51

3,36

3,96

4,33

4,61

4,87

5,13

5,39

5,67

6,04

6,64

0,5

7,58

3,45

4,01

4,36

4,64

4,90

5,15

5,41

5,71

6,08

6,75

0,6

7,65

3,52

4,05

4,39

4,67

4,92

5,18

5,44

5,74

6,13

6,88

0,7

7,75

3,59

4,08

4,42

4,69

4,95

5,20

5,47

5,77

6,18

7,05

0,8

7,88

3,66

4,12

4,45

4,72

4.97

5,23

5,50

5,81

6,23

7,33

0,9

8,09


Tabel 2 – Vastgestelde humane probitconstanten voor letaliteit en 30-min LC50-waarden

Stof 30-min LC50

(mg/m3)

n b A

Acroleïne

Acrylnitril

Allylalcohol

Ammoniak *

Azinfosmethyl

Broom

Chloor *

Ethyleenoxide

Fosfamidon

Fosfine

Fosgeen *

Koolmonoxide

Methylbromide

Methylisocyanaat

Parathion

Stikstofdioxide

Tetra-ethyllood

Waterstofchloride *

Waterstofcyanide

Waterstoffluoride

Waterstofsulfide

Zwaveldioxide

304

2533

779

6164

25

1075

1017

4443

568

67

14

7949

3135

57

59

235

300

3940

114

802

987

5784

1,0

1,3

2,0

2,0

2,0

2,0

2,75

1,0

0,7

2,0

1

1,0

1,1

0,7

2,0

3,7

2,0

1

2,4

1,5

1,9

2,4

1

1

1

1

1

1

0,5

1

1

1

2

1

1

1

1

1

1

3,69

1

1

1

1

-4,1

-8,6

-11,7

-15,6

-4,8

-12,4

-6,35

-6,8

-2,8

-6,8

-10,6

-7,4

-7,3

-1,2

-6,6

-18,6

-9,8

-37,3

-9,8

-8,4

-11,5

-19,2

Deze probitconstanten zijn voor de mens berekend op basis van geëxtrapoleerde LC50-waarden (opgenomen in de vorige versie van het Groene Boek (CPR, 1990); waarbij b werd vastgesteld op 1; indien geen ‘n’ waarde beschikbaar was is deze vastgesteld op n = 2). De concentratie is uitgedrukt in mg/m3, de tijdsduur in minuten; de probitrelatie is gegeven als Pr = a + b (lnCnt).

Vier waarden zijn intussen gewijzigd (zie tabel x). Deze probits zijn vastgesteld maar kunnen worden gewijzigd indien daar aanleiding toe is.


Tabel 3– Voorgestelde probitconstanten (Busschers et al., 2002)

Dier Mens

Probit Probit

Stof

LC50

30 min

(mg/m3) N A b

LC01

30 min

(mg/m3) n A B

Arsine 843 1,24 -24,3 2,49 67 1,24 -11,2 1,61

Waterstofchloride+

11.169 1,18 -60,4 4,54 881 1,18 -16,6 1,69

Waterstofcyanide+

165 1,85 -16,4 1,67 13 1,85 -6,11 1,08

Dimethyl-amine*

- - - - - - - -

Ethyleen-imine

774 1,13 -5,04 0,92 62 1,13 -11,6 1,77

Methyl-mercaptaan

11.000 0,98 -149 12,3 851 0,98 -17,8 2,05

Waterstofsulfide+

1205 4,55 -55,5 1,69 188 4,55 -9,31 0,44

* onvoldoende gegevens gevonden om een probitrelatie te kunnen berekenen + Met deze probit-relaties mag nog niet worden gerekend, Voor deze stoffen moet voorlopig nog met de waarden in Tabel 2 worden gerekend.


Tabel 4 Letselcategorisering volgens ECETOC (1991)

Categorie Omschrijving (characteristics)

Detectability (D1) Exposed persons may make complaints or enquiries or may express anxiety, but exposure (if perceived at all) will be perceived only by smell, taste, sight or by sensations (mild sensory irritation) which do not persist after exposure ceases. There are no direct effects of exposure on health.

Discomfort (D2) Exposed persons may request assistance but their condition, though unpleasant and possibly amenable to symptomatic relief

does not produce disablement

does not result in permanent or long-lasting effects,

is not modified as regards outcome and duration by treatment or nursing care.

Disability (D3) External assistance needed because:

persons are disabled by exposure and cannot take action necessary to protect themselves or escape and/or

exposed persons acquire an illness

OR a condition of which the outcome or duration can be significantly modified by treatment or nursing care

OR a condition with long-lasting residual effects including effects on the outcome of an existing or subsequent pregnancy.

Death/permanent incapacity (D4)

Death/permanent incapacity occurring either immediately or soon after exposure or a permanent loss of a necessary faculty (e.g. blindness) resulting in a serious restriction of normal social or economic activity. The possibility of surgical correction (e.g. corneal grafting) does not affect ‘permanence’.


Bijlage 1 - Verklaring van begrippen en afkortingen

Acuut: kortdurend; minuten tot (max. 24) uren.

AEGL: Acute Emergency Guideline Levels.

AGW: alarmeringsgrenswaarde.

AIHA American Industrial Hygienists Association

.

Bronsterkte: hoeveelheid vrijkomende stof per tijdseenheid.

Concentratie: gehalte van een bepaalde stof in een medium (lucht, water, bodem,

een andere stof).

Dermaal: via de huid.

Dosis 1. de totale hoeveelheid opgenomen stof

2. functie van concentratie en blootstellingstijd.

ECETOC European Centre for Ecotoxicology and Toxicology of Chemicals

Effectmodel: beschrijving van (bij een ongeval optredende) fysische effecten.

ERPG: Emergency Response Planning Guidelines.

.

Expositie: blootstelling.

Humaan: op de mens van toepassing.

IGS Interventiewaardenlijst Gevaarlijke Stoffen

Inhalatoir: via het ademhalingsstelsel.

Interspeciesverschillen: verschillen van de ene ten opzichte van de andere soort

Intraspeciesverschillen: verschillen tussen individuen van een en dezelfde soort (intra =

binnen).

Kansmodel: beschrijving van de kansen met betrekking tot het optreden van

effecten en schade.

Kwetsbaarheidsmodel: relatie tussen responsfractie en dosis, voor een bepaalde letselvorm.

LBW: levensbedreigende waarde.

LC: letale concentratie; de concentratie waarbij een bepaald percentage

van de blootgestelde populatie overlijdt (dit percentage wordt aangegeven als index).

LClo: LC-low; de laagste concentratie waarbij sterfte is opgetreden (dit kan

in principe 1-100% betekenen).

LD: letale dosis (analoog aan LC).

Letaal: dodelijk.

Lineaire regressie: statistische techniek, waarbij aan de hand van een aantal

waarnemingen (xi, yi) de parameters a en b van de functie Y = a + bx


worden bepaald.

Oraal: via het spijsverteringskanaal.

Probit: grootheid, verkregen via de statistische transformatie van een

percentage; heeft een grote, gevoeligheid in het gebied rond 50% en een kleinere gevoeligheid in de buurt van 0 en 100%.

Probit-analyse: statistische techniek, waarmee de relatie tussen respons en stimulus

(-constante, -functie) (i.c. blootstelling van toxische stoffen) wordt beschreven.

Responsfractie: deel (i.c. van de blootgestelde populatie) dat een bepaalde respons

vertoont (hier: bepaalde vorm van letsel oploopt).

Responspercentage: responsfractie x 100%

RB: rampenbestrijding.

RTECS: Registry of Toxic Effects of Chemical Substances.

SERIDA Safety Environmental Risk Database

Species: (dier)soort.

Toxisch: giftig.

Voorkeurs LC50: LC-waarde waarbij 50% sterfte optreedt, zoals indertijd bepaald in

onderzoeken van TNO voor het Ministerie van SZW ten behoeve de arbeidsveiligheidsrapporten.

VR: Veiligheidsrapportage

VRW: voorlichtingsrichtwaarde.


Bijlage 2 – Vaststellen van de extrapolatiefactor (fd) voor lokaal en systemisch werkende stoffen (onverkort, behoudens enkele fouten, overgenomen uit de vorige editie van het Groene Boek (CPR, 1990).

Lokaal werkende stoffen

De schade die door een stof aan de ademhalingswegen wordt toegebracht is naast de toxiciteit van de stof en de gevoeligheid van de species afhankelijk van de totale hoeveelheid ingeademde stof (de

"ingeademde dosis") en van het oppervlak (de hoeveelheid weefsel) waarover deze verdeeld wordt; bij gelijke ingeademde dosis zal aan een groter oppervlak minder schade worden toegebracht dan aan

een kleiner oppervlak. Als maat voor de schade van lokaal werkende stoffen, kan dus dienen de ingeademde dosis per eenheid longoppervlak, D” [mg/m2]. Deze wordt gegeven door:

D” = D/A [mg/m2] (1)

met D = ingeademde dosis [mg]

A = longoppervlak [m2]

De ingeademde dosis is afhankelijk van de ingeademde hoeveelheid lucht (het product van blootstellingstijd en ademminuutvolume) en van de concentratie van de stof in de lucht, en wordt gegeven door:

D = (Va/1000) C x t (2)

met Va = ademminuut volume [l/min]

C = concentratie [mg/m3]

t = blootstellingstijd [min]

Er vanuit gaande dat alle ingeademde stof in de longen terecht komt (en voorbijgaand aan de mogelijkheden dat stoffen kunnen worden geresorbeerd of via de long clearance kunnen worden afgevoerd), wordt de ingeademde dosis per eenheid longoppervlak gegeven door:

D" = C . t (Va/1000)/A (3)

Het longoppervlak (A) en het ademminuutvolume (Va) blijken te kunnen worden afgeleid uit het lichaamsgewicht volgens empirisch bepaalde relaties [30].

Va = u x W0,70 (4)


A = v x W0,92 (5)

met W = lichaamsgewicht

u,v = regressie coëfficiënt

Door (4) en (5) in te vullen in (3) blijkt de ingeademde dosis per eenheid longoppervlak af te hangen van het lichaamsgewicht volgens

D” = (u/v) x W-0,22 (6)

De verhouding van de belasting van dier en mens bij gelijke concentratie is nu gelijk aan de verhouding van de betreffende ingeademde dosis; deze kan worden berekend door in (6) het lichaamsgewicht van dier respectievelijk mens in te vullen en beide uitkomsten op elkaar te delen. Voor een rat van 300 g en een mens van 70 kg is de belasting van de rat 3,3 keer die van de mens; voor een muis van 30 g is de belasting 5,5 keer die van de mens.

Bovengenoemde relaties gelden slechts voor een rusttoestand van zowel mens als dier.

Bij de aanname, dat alle stof in de longen als target orgaan terecht komt, zijn we voorbij gegaan aan het feit dat in de voorste luchtwegen reeds een deel van de stof kan worden weggevangen dat niet in de longen terecht zal komen. De afvang-efficiëntie van de neus van het proefdier is veel groter dan die bij de mens. Bovendien ademt de mens veel door zijn mond die een slechte afvang-efficiëntie heeft, terwijl de meeste proefdieren verplichte neus-ademhalers zijn. Hierdoor zal bij de mens naar verhouding meer stof de longen bereiken dan bij een proefdier.

Bovendien is niet bekend of eenzelfde dosis stof per eenheid oppervlak bij het dier en de mens dezelfde effecten heeft. Om deze mogelijke species verschillen in te dekken wordt een arbitrair vastgestelde onzekerheidsfactor van 5 toegepast.

Op basis van (6) en bovengenoemde onzekerheidsfactor 5 is voor een aantal diersoorten de extrapolatiefactor fd bepaald (zie Tabel).

Tabel – Extrapolatiefactor fd voor berekening van de humane LC50

Diersoort Werkwijze stof Belasting dier

Belasting mens

Onzekerheidsfactor Extrapolatiefactor fd

Rat

Muis

Lokaal

Systemisch

Lokaal

3,3

5,1

5,5

5 x 2

10 x 2

5 x 2

0,33

0,26 > 0,25

0,55


Cavia

Hamster

Overig

Systemisch

Lokaal

Systemisch

Lokaal

Systemisch

10,2

2,6

3,8

3,6

5,8

10 x 2

5 x 2

10 x 2

5 x 2

10 x 2

0,51 > 0,5

0,26

0,19 > 0,2

0,36

0,29 > 0,3

per stof schatten

Systemisch werkende stoffen

Door systemisch werkende stoffen wordt de schade toegebracht na opname in de bloedbaan en distributie in het lichaam. Verschillen tussen mens en dier hebben enerzijds betrekking op de opname en anderzijds op de farmacokinetiek en -dynamiek die de toxische werking bepalen.

Als maat voor de opgenomen hoeveelheid geldt in dit verband de dosis per eenheid lichaamsgewicht D’; deze is analoog aan (1) te berekenen als

D' = D/W (7)

Voor systemisch werkende stoffen kan de stofopname meer evenredig zijn met de zuurstofconsumptie dan met het ademminuutvolume; ook de zuurstofconsumptie is afhankelijk van het lichaamsgewicht, bij benadering analoog aan vergelijking (4). Substitutie van (2) en (4) in (7) levert

D' = u . W-0,3 x C x t (8)

Hiermee kan worden berekend dat de belasting van een rat (300 g) of een muis (30 g), 5,1 respectievelijk 10,2 keer zo groot zullen zijn als die van de mens (70 kg).

Dit betekent, dat bij een rustsituatie en bij gelijke kinetiek, dynamiek en metabolisme en gelijke gevoeligheid de LC50 waarde voor de mens veel hoger zal liggen dan die van de muis en hoger dan die van de rat. Er mag echter worden verwacht dat hoewel de stoffen bij de mens langzamer worden opgenomen dan bij het kleine proefdier de eliminatie van de stof over het algemeen ook langzamer zal plaatsvinden. Daar grote verschillen in metabolisme, farmacokinetiek en -dynamiek tussen de verschillende dierspecies en de mens niet kunnen worden uitgesloten, zal gezien de grotere onzekerheid dan bij lokaal werkende stoffen een onzekerheidsfactor genomen worden van 10, welke 2 x zo groot is als die van voor de lokaal werkende stoffen.

Van slechts een zeer beperkt aantal inhaleerbare stoffen zijn gegevens met betrekking tot


metabolisme, farmacokinetiek en -dynamiek bekend.

Ook voor systemisch werkende stoffen is de extrapolatiefactor, zoals bepaald voor een aantal diersoorten, weergegeven in de Tabel.

Aanvullende overwegingen

Op grond van de hiervoor gedane aannamen kunnen geen verschillen worden geconstateerd in uiteindelijk resultaat tussen lokaal en systemisch werkende stoffen, waardoor er geen onderscheid gemaakt hoeft te worden tussen extrapolatie van een lokaal werkende stof en een systemisch werkende stof.

Het toepassen van bovengenoemde extrapolatiefactor zal gemiddeld genomen over een groot aantal stoffen een aanzienlijke overschatting geven van de sterfte bij de mens. Indien echter deze

extrapolatie ten behoeve van risico schatting wordt toegepast op individuele stoffen, dan is zonder deze factor de mogelijkheid van aanzienlijke onderschatting van de sterfte risico's niet denkbeeldig,

hetgeen niet verantwoord wordt geacht.

Bij bovenstaande beschouwingen is nog geen rekening gehouden met verschillen in lichamelijke activiteit van de betrokken individuen. Tijdens de uitvoering van een LC50 studie verkeert het dier in

rusttoestand. Ten gevolge van stress zal mogelijk het ademminuutvolume zich iets verhogen.

Ook bij de binnenshuis verkerende mens zal tijdens een calamiteit ten gevolge van stress een gelijksoortig effect optreden. De buitenshuis verkerende mens zal trachten te vluchten, waardoor zijn

ademminuutvolume met ongeveer een factor 5 kan toenemen. Gemiddeld genomen zullen er echter meer mensen in huis zijn dan er buiten. We nemen daarom aan dat de blootgestelde populatie een

ademminuutvolume zal hebben dat 2 maal zo hoog ligt dan in rust. Dit betekent dat de onzekerheidsfactor nog eens met 2 vermenigvuldigd wordt (wat erop neerkomt dat de LC50 waarden voor de mens door een factor 2 gedeeld worden).


Bijlage 3 - Procedure om te komen tot een probitrelatie van een gevaarlijke stof

Voor het afleiden van een probitrelatie van een gevaarlijke stof kan onderstaand stappenschema worden doorlopen.

Stap 1

Ga na of er al een probitrelatie van de stof is vastgesteld. Zie voor een overzicht van vastgestelde probitrelaties Tabel 2 en het stoffenbestand SERIDA voor updates.

Indien ja, dan moet voor de stof de vastgestelde humane probitrelatie uit Tabel 2 worden gebruikt.

Stap 2

Indien er geen probitrelatie is vastgesteld, ga na of er een probitrelatie voor de stof is voorgesteld, of in behandeling is. Zie voor een overzicht van stoffen waarvoor probitrelaties zijn voorgesteld Tabel 3 en zie verder het stoffenbestand SERIDA voor updates.

Indien er een voorgestelde probitrelatie van de stof beschikbaar is, dan kan deze probitrelatie worden gebruikt, maar er kunnen geen rechten aan worden ontleend totdat deze officieel is vastgesteld.

Stap 3

Indien er geen probit relaties beschikbaar zijn of komen, kan men zelf een probit relatie afleiden a.h.v. de primaire literatuur.

Daarbij moet eerst worden nagegaan of de probit constanten wel op de hier beschreven – standaard - wijze mogen worden afgeleid. Hiertoe zijn gegevens over het doelwitorgaan nodig.

De standaardmethode mag worden toegepast bij stoffen die alleen lokaal inwerken op huid, slijmvliezen en het luchtwegstelsel.

De standaardmethode mag niet worden toegepast op stoffen die (mede) door opname in het bloed tot gezondheidseffecten leiden, de zg. systemische effecten. Voor deze laatste categorie is een stofspecifieke beoordeling van de probit constanten nodig. Hiervoor is geen standaardmethode beschikbaar, noch mogelijk. Wel is een handreiking beschikbaar (Bijlage 4) omtrent de wijze waarop toxiciteitsgegevens worden beoordeeld door de betrokken departementen.

Het resulterende voorstel voor een probit relatie moet inclusief documentatie aan de betrokkendepartementen worden gegeven voor accoord en vaststelling.

Stap 4

Indien geen probitrelatie van de desbetreffende stof is vastgesteld, maar de standaardmethode wel mag worden toegepast, ga na of er toxiciteitsgegevens voor meerdere blootstellingsduren uit een experimentenreeks beschikbaar zijn. Maak hierbij gebruik van de primaire literatuur.

Indien ja, dan wordt de probit relatie als volgt afgeleid:

a. De probitrelatie (voor de betreffende diersoort) van de stof wordt in de vorm van Pr = a + b ln (Cnt) afgeleid (met C is concentratie (in mg/m3, g/m3 of ppm) en t is tijdsduur (in minuten)), waaruit de 30-min LC50 dierwaarde wordt berekend.


b. Gebruikmakend van een extrapolatiefactor zoals vermeld in bijlage 3 wordt vervolgens de 30-min LC50 mens bepaald.

d. Tenslotte worden de probit constanten a, b en n berekend. De waarde voor ’n’ wordt overgenomen uit de dierexperimentele probit, en b wordt berekend met behulp van b = 2/n. Als n niet af te leiden is uit experimentele data dan geldt b=1 en n=2. Vervolgens wordt a uitgerekend waarbij Pr = 5, C=30-min LC50 mens en t=30 min.

Hiermee is de probitrelatie voor de mens afgeleid.

Stap 5

Indien er geen probitrelatie van deze stof is voorgesteld, ga na of er voor deze stof een voorkeurs-LC50 waarde beschikbaar is. Zie voor een overzicht van stoffen waarvoor een voorkeurs-LC50 waarde beschikbaar is het stoffenbestand SERIDA of de AVR-lijst gevaarlijke stoffen.

Indien er een voorkeurs-LC50 waarde van de stof beschikbaar is, kan de LC50-humaan als volgt worden bepaald:

a. De voorkeurs-LC50 waarde wordt, indien nodig, omgerekend naar 30 minuten, uitgaande van de probitrelatie Pr=a + b ln (Cnt) waarbij Cnt=constant.

b. Indien n niet bekend is, wordt deze op 2 gesteld.

c. Met behulp van een extrapolatiefactor zoals aangegeven in Bijlage 2 wordt vervolgens de LC50 mens berekend.

d Met de aldus bepaalde LC50 waarde kan tenslotte ’a’ worden berekend zoals aangegeven bij stap 4d.

Stap 6

Indien er geen voorkeurs-LC50 waarde van de stof beschikbaar is, ga dan als volgt te werk:

Ga na of van de stof een interventiewaarde (zoals de LevensBedreigende Waarde; LBW-60 min) beschikbaar is. Zie voor een overzicht van stoffen waarvoor een interventiewaarde beschikbaar is de interventiewaardenlijst (VROM) of het stoffenbestand SERIDA. Indien ja, dan kan de probitrelatie van de stof worden afgeleid uit interventiewaarden met default waarden voor ’b’ en ’n’. Vooralsnog wordt de LBW waarde geïnterpreteerd als LC01.

Stap 7

Indien er geen toxiciteitsgegevens van de stof bekend zijn, dan moeten toxiciteitsgegevens (LC50-waarden) middels dierexperimenteel onderzoek worden afgeleid alvorens een probitrelatie kan worden afgeleid. De onderzoeksresultaten worden beoordeeld door de betrokken departementen a.h.v. bijlage 4. Ook is daar een (experimentele) methode beschreven om toxiciteitswaarden te schalen over de tijd.


Bijlage 4 - Protocol voor het toetsen van literatuurgegevens of het genereren van onderzoeksgegevens ter bepaling van probitrelatie (Zie aparte bijlage TNO-rapport van october 1999, nr. V99.958)


Deel 5:Bescherming tegen toxische stoffen door verblijf binnenshuis

december 2003

pagina 2 van 79

PGS 1, Deel 5: Bescherming tegen toxische stoffen door verblijf binnenshuis

Samenvatting 4

Summary 4

1 Inleiding 6

2 Identificatieschema’s 7

3 Ventilatievoud en adsorptie 9 3.1 Ventilatie en infiltratie 9 3.1.1 Ventilatievoorzieningen en -systemen 9 3.1.2 Onbedoelde ventilatie: infiltratie 11 3.2 Ventilatie afhankelijk van de algemene meteorologische omstandigheden 12 3.3 Ventilatievoud in woningen 15 3.4 Ventilatievoud in openbare gebouwen en bedrijfsruimten. 15 3.5 Opzettelijke ventilatie; “Spuivoorziening” 16 3.5.1 Ontalarmering 16 3.5.2 Alarmeringstijd 17 3.6 Adsorptie van gassen aan binnenshuis aanwezige materialen 17 3.7 Reductie van de achtergrondconcentratie 18

4 Concentratie binnenshuis 19 4.1 Het één-kamer model 19 4.2 De concentratie binnenshuis t.g.v. een externe continue bron. 21 4.3 De concentratie binnenshuis t.g.v. een externe tijdelijke bron 22 4.4 De concentratie binnenshuis t.g.v. een externe instantane bron. 24 4.5 Rekenvoorbeeld bij paragraaf 4.3 24 4.6 Het meer-kamer model: ventilatierekenmodel VENCON 25 4.7 Simulaties met ventilatierekenmodel VENCON 26 4.7.1 Portiekwoning (flatwoning) 27 4.7.2 Eengezinswoningen 29 4.7.3 De invloed van windsnelheid op de effectiviteit van de maatregelen 30 4.7.4 De invloed van de luchtdoorlatendheid van de woning 31

5 Bescherming en beschermingsmaatregelen 32

6 Dichtheidseffecten 35

7 Nauwkeurigheid van modellen 36

8 Conclusies 37

Symbolenlijst 38

Literatuur 39


december 2003

pagina 3 van 79


Grafieken 42

Bijlage 1: Vergelijkingen voor binnenconcentratieberekeningen 44

Bijlage 2: Beschrijving van simulaties met meerkamermodel VENCON 45

december 2003

pagina 4 van 79


Samenvatting

In het kader van de studie voor het opstellen van het "Schadeboek" werd het hoofdstuk "Bescherming tegen toxische stoffen door verblijf binnenshuis" aanvankelijk geschreven aan de hand van eerder door het PML-TNO en IMG-TNO verricht onderzoek uitgebreid met een literatuurstudie. Thans wordt mede verwezen naar een in 1999 in opdracht van de GGD te Rotterdam door TNO uitgevoerd ventilatieonderzoek naar infiltratie en verspreiding van buitenluchtverontreinigingen in woningen bij calamiteiten. Ook wordt nu verwezen naar het Bouwbesluit met eisen voor (minimale) ventilatie en luchtdoorlatendheid en naar de recente ventilatienormen. Voor de mate van bescherming binnenshuis voor passieve contaminanten die buitenshuis ontstaan zijn, is door TNO het ventilatierekenmodel VENCON ontwikkeld waarmee inzicht wordt gegeven in het optredende verontreinigingsniveau in (de verschillende vertrekken in) woningen bij calamiteiten afhankelijk van diverse parameters. Daarnaast blijft het voor de raadpleger van dit schadeboek mogelijk om onafhankelijk van voornoemd rapport de concentratiereductie en de dosisreductie te berekenen. Omdat hierbij de ventilatie in huizen en gebouwen een grote rol speelt, worden tevens enige aan de literatuur ontleende ventilatieparameters gegeven hoewel deze ventilatieparameters gebaseerd zijn op minder kierdichte woningen van voorheen. Uit simulatieberekeningen met het rekenmodel VENCON kwamen de volgende conclusies naar voren. Het afschakelen van de mechanische ventilatie en het afplakken van de ventilatieopeningen vertraagt meestal de stijging van de concentratie binnenshuis. De concentratie blijft het laagst bij vrij luchtdichte gebouwen, zoals flatwoningen. De meest optimale bescherming tegen de passage van een toxische wolk treedt op bij een dichte woning met een inpandige ruimte (bij voorkeur zonder afvoerrooster) en een windsnelheid waarbij aan de aan de lijzijde gelegen ruimten juist exfiltratie optreedt. Indien geen inpandige ruimte voorhanden is, zal een aan de lijzijde gelegen ruimte de meest aangewezen ruimte zijn om in te schuilen. De woonkamer is in de meeste gevallen niet de gunstigste ruimte om te schuilen bij een incident. Summary

Within the framework of the "Vulnerability Book", the chapter "Protection from outdoor polution by being indoors" has formerly been written, based on earlier work carried out by PML-TNO and IMG-TNO, and a study of literature. The present version of this chapter is also based on a study carried out by TNO for GGD Rotterdam. In this study (1999) the infiltration and indoor spread of hazardous pollutants released in calamities is examined. The present chapter "Protection from outdoor pollution by being indoors" also refers to the dutch “Bouwbesluit”, which prescribes minimum ventilation and air-tightness criteria, and to recent norms for ventilation. For the extent of protection from being indoors against passive pollution of outdoor origin, TNO has developed the ventilation calculation model VENCON. With VENCON the concentration levels in various parts of a building can be calculated for different circumstances. Next to this model, the formulas from the previous version of this vulnerability book are still available to the user to calculate concentration reduction and dose reduction. Because ventilation in houses and buildings is an important parameter in these calculations, some ventilation parameters from literature are given. However, these parameters are based on less air-tight buildings then those built nowadays.

december 2003

pagina 5 van 79


Simulations with VENCON have lead to the following conclusions. Shutting off mechanical ventilation systems and taping ventilation openings will usually retard the increase of the in-building concentration. The concentration stays the lowest in relatively air-tight buildings, like apartments. Optimal protection against a passing toxic cloud is achieved in an air-tight house with a room without windows (and preferably without ventilation openings) and at a wind speed at which exfiltration takes place in rooms at the lee of the building. If there is no such room without windows available, a room at the lee side of the building will be the most appropriate room to seek shelter. The living room is not the best room to seek shelter in most cases.

december 2003

pagina 6 van 79


1 Inleiding

Bij het accidenteel vrijkomen van toxische of brandbare gassen of aerosolen worden deze met de wind meegevoerd, verspreid en verdund. De mate van verspreiding en verdunning van de wolk kan bepaald worden met behulp van een dispersiemodel. Bereikt een dergelijke wolk een woonhuis of ander gebouw dan zal na verloop van tijd de ontsnapte stof altijd de huizen binnendringen, maar de concentratie binnenshuis is gedurende enige tijd lager dan de concentratie buitenshuis. Er is dus bij verblijf binnenshuis, bij het passeren van een toxische wolk, een zekere mate van bescherming te verwachten. De snelheid van binnendringing en de maximale binnenconcentratie zijn afhankelijk van de concentratie van de stof in de wolk buitenshuis, de passagetijd van de wolk, de mate van uitwisseling van binnen- en buitenlucht (ventilatie en infiltratie) en de adsorptie en reactie van de stof met materialen. Minimale ventilatie (prestatie-)eisen zijn vastgelegd in het “Bouwbesluit” [32]. Hierin wordt verwezen naar de geldende ventilatienormen (NEN 1087 dec. 2001 voor woongebouwen) en eisen aan luchtdoorlatendheid (NEN 2686). Tenslotte is tevens de dichtheid van het gas van invloed op de mogelijkheid om het gebouw binnen te dringen. In dit onderdeel van PGS 1 is aan de hand van recent onderzoek door GGD-TNO [33] en aan de hand van eerder door IMG-TNO en PML-TNO uitgevoerde onderzoekingen - referentie 13,4,51 – aangevuld met andere gegevens uit de literatuur, nagegaan hoe groot de bescherming is, die verkregen wordt door verblijf binnenshuis. Tevens worden formules en relevante data gepresenteerd die het mogelijk maken het concentratieverloop binnen een gebouw als gevolg van het voorbij trekken van een toxische wolk, te berekenen. Hiertoe zijn twee modellen beschikbaar:

• het één-kamer model, zoals dit ook in de vorige versie (CPR 16) was beschreven; • het meer-kamer model, dat beschikbaar is in de vorm van het computer rekenmodel

VENCON. In hoofdstuk 2 is een identificatieschema opgenomen voor het berekenen van de concentratie binnenshuis. In hoofdstuk 3 is informatie omtrent ventilatie van gebouwen opgenomen. In hoofdstuk 4 worden formules en het VENCON rekenmodel van TNO gepresenteerd om de concentratie binnenshuis te berekenen. In hoofdstuk 5 worden de mate van bescherming en de conclusie van eventueel te nemen maatregelen zoals vermeld in het TNO-rapport nader besproken. Hoofdstuk 6 gaat in op enige aspecten van de dichtheid van het toxische gas. Hoofdstuk 7 gaat in op de nauwkeurigheid van de modellen waarmee de concentratie binnenshuis kan worden bepaald. Tenslotte zijn in hoofdstuk 8 de conclusies met betrekking tot schuilen binnenshuis opgenomen.

december 2003

pagina 7 van 79


2 Identificatieschema’s

Figuur 2-1 Identificatieschema voor het één-kamer model

Toelichting op het identificatieschema. ad 1. Aan de hand van hoofdstuk 3 wordt afhankelijk van het soort gebouw een gemiddelde ventilatievoud gekozen. ad 2. In het model wordt de emissie van contaminanten beschouwd als zijnde instantaan of constant gedurende een bepaalde periode (tijdelijke bron). Een emissie waarbij de afstand tot de bron gedeeld door de windsnelheid en de bronduur groter is dan 18 kan als instantaan worden beschouwd - zie hiervoor [1]. ad 3. Met behulp van een dispersiemodel wordt de concentratie buiten het huis of gebouw berekend. Eventuele invloeden van depositieverliezen en/of pluimstijging kunnen in rekening gebracht worden (zie b.v. [1], herziene uitgave). ad 4. Voor een tijdelijke of instantane bron kan de maximale binnenconcentratie worden berekend. De concentratiereductie wordt berekend met behulp van de formules uit hoofdstuk 4.

2

1

concentratiereductie

Emissie

Kortdurend; 4.3 Continu; 4.2

4

3

adsorptiefactor

Ventilatievoud

Soort gebouw

Hoofdstuk 3

Instantaan; 4.4

Buitenconcentratie

Binnenconcentratie

december 2003

pagina 8 van 79


Figuur 2-2 Identificatieschema voor het meer-kamer model

Toelichting bij het identificatieschema: Met behulp van de juiste grafiek uit bijlage 4 kan de concentratiereductie worden bepaald voor een lang of een kort bronscenario. De parameters waarvan de waarde bepaald moet worden teneinde de juiste grafiek te kiezen, zijn:

• de soort woning (flat of eengezinswoning); • de qv,10 waarde; • het ventilatiesysteem en de genomen schuilmaatregelen; • de windsnelheid.

Bepaal de concentratie reductie met behulp van de juiste grafiek uit bijlage 4

Bepaal qv,10 100, 200 of 600 dm3/s

Ventilatiesysteem + maatregelen

Flat

Tabel 3_2 of bijlage 2

Eengezinswoning

qv,10 = 50 dm3/s

bijlage 2

Soort gebouw:

bijlage 2

Bronscenario: - Kortdurend

(35 minuten)- Langdurend

(5 uur)

Windsnelheid

december 2003

pagina 9 van 79


3 Ventilatievoud en adsorptie

3.1 Ventilatie en infiltratie

Ventilatie is luchtuitwisseling tussen binnen en buiten. Onder normale omstandigheden wordt de in het gebouw ‘vervuilde’ lucht naar buiten afgevoerd terwijl ‘schone’ buitenlucht wordt toegevoerd. Ventilatie van gebouwen komt tot stand door luchtdrukverschillen die, via openingen in de gebouwconstructie, luchttransporten veroorzaken. De luchtdrukverschillen kunnen worden veroorzaakt door natuurlijke krachten, dus door wind en temperatuurverschillen, maar ook door mechanische krachten zoals ventilatoren. Veelal is er sprake van een combinatie van beide. Luchtdrukverschillen en openingen zijn derhalve belangrijke grootheden voor de concentratie van een stof binnen. In de eerste plaats wordt er geventileerd om de koolzuur- en zuurstofconcentratie op een aanvaardbaar peil te houden. De hiervoor benodigde luchtvolumestroom is echter klein vergeleken met de stroom die nodig is om tevens de door de mens geproduceerde geuren en ander stoffen effectief te verlagen tot een aanvaardbaar niveau. Uit gezondheidskundige overwegingen worden dus zwaardere eisen aan de ventilatie gesteld dan strikt noodzakelijk is om te overleven.

3.1.1 Ventilatievoorzieningen en -systemen

In het bouwbesluit [32] is aangegeven welke ruimten voorzien moeten zijn van een voorziening voor luchtverversing. In het bouwbesluit zijn, onderscheiden naar gebouwfunctie en ruimte, voorschriften gegeven voor de minimumcapaciteit en voor de inrichting van die voorziening. Die capaciteits- en inrichtingseisen waarborgen dat, onder de in Nederland heersende weersomstandigheden, aan redelijke eisen van luchtverversing kan worden voldaan. De minimum technische bouwvoorschriften uit het bouwbesluit hebben betrekking op veiligheid, gezondheid, bruikbaarheid, energiezuinigheid en milieu. Het Bouwbesluit is in werking getreden op 1 januari 2003. De mate waarin ventilatie plaatsvindt, wordt uitgedrukt in het ventilatievoud. Dit is het getal dat aangeeft hoeveel maal per uur de kamerinhoud aan verse lucht wordt ingebracht. Het ventilatievoud is een der bepalende parameters in de berekening van de concentratie binnenshuis en wordt uitgedrukt in h-1. Een andere veel gebruikte maat om ventilatie aan te geven is de hoeveelheid verse lucht, die per uur en per persoon in de ruimte gebracht moet worden, uitgedrukt in m3/h/persoon. Een voorziening voor de luchtverversing voor een verblijfsruimte heeft een volgens NEN 1087 bepaalde capaciteit van tenminste de grenswaarde als aangegeven in het bouwbesluit (deel 3.10). Tevens is daarin bepaald dat een opening van de voorziening voor luchtverversing niet afsluitbaar is. Ook zijn er voor nieuwbouw beperkingen gesteld aan de luchtdoorlatendheid. De NEN 1087 “Ventilatie van gebouwen” geeft de voor het bouwbesluit relevante bepalingsmethode voor luchtverversing. Deze bepalingsmethoden zijn voor alle gebouwen toepasbaar. Er zijn twee basisprincipes van ventilatie te onderscheiden: natuurlijke en mechanische ventilatie. Natuurlijke ventilatie komt tot stand door de invloed van wind en temperatuurverschillen. Natuurlijke toevoer van ventilatielucht kan plaatsvinden door middel van ventilatieopeningen in de gevel zoals ventilatieroosters en klepramen. De volumestroom door deze ventilatieopeningen wordt tot stand

december 2003

pagina 10 van 79


gebracht door een bepaald drukverschil over de opening. Afvoer vindt plaats via (bouwkundige) kanalen waarbij de thermische trek (schoorsteeneffect) en de onderdruk, veroorzaakt door de wind, de drijvende krachten zijn. Mechanische ventilatie wordt tot stand gebracht door middel van ventilatoren. De basis van een mechanisch ventilatiesysteem bestaat uit een ventilator, kanalensysteem en roosters. Dit basissysteem kan naar behoeve worden uitgebreid met verdere componenten zoals filters, geluiddempers, verwarmings- en koelsecties, kleppen etc. Ventilatie van gebouwen kan op verschillende manieren tot stand worden gebracht. Er worden in principe vier systemen onderscheiden: Systeem A natuurlijke toevoer en natuurlijke afvoer Systeem B mechanische toevoer en natuurlijke afvoer Systeem C natuurlijke toevoer en mechanische afvoer Systeem D mechanische toevoer en mechanische afvoer, al of niet met warmte- terugwinning en recirculatie Voor 1960 kwamen er nauwelijks woningen met mechanische ventilatiesystemen voor. Omstreeks het jaar 2000 werd bijna 80% van de nieuwbouw hiermee uitgevoerd. Slechts 2% van de nieuwbouw werd in het jaar 2000 met een gebalanceerd ventilatie systeem uitgevoerd. De verwachting is echter wel dat in de nabije toekomst, zeker nu de energieprestatiecoëfficiënt is aangescherpt, dit percentage zal toenemen.

62%

20%

37%

20%

0% 0% 0% 0%

38%

78%63%

78%

0% 2% 0% 2%0%

20%

40%

60%

80%

100%

woning bestaand woning nieuw flat bestaand flat nieuw

ABCD

Figuur 3-1 Toepassing van ventilatiesystemen

In Tabel 3-1 is een overzicht van de ventilatiesystemen en bijbehorende debieten voor eengezinswoningen en flatwoningen opgenomen. De mechanische systemen zijn normaal gesproken ingeregeld op 42 tot 63 dm3/s in hoogstand en resp. 75% en 50% in tussen- en laagstand. De natuurlijke systemen zijn afgestemd op 42 tot 63 dm3/s bij een windsnelheid van 2 m/s en een temperatuurverschil van 15K.

december 2003

pagina 11 van 79


Tabel 3-1 Overzicht ventilatiesystemen

Systeem A C D Toevoer natuurlijk, via ramen en

roosters in gevel natuurlijk, via ramen en roosters in gevel

mechanisch, via kanalenstelsel

Afvoer natuurlijk, via verticaal bouwkundig kanaal (uitmonding bovendaks)

mechanisch, via kanalenstelsel (uitmonding bovendaks)

mechanisch, via kanalenstelsel

Debiet 42 dm3/s bij een windsnelheid van 2 m/s

42~63 dm3/s in hoogstand

42~63 dm3/s

Regelbaarheid toevoer handmatig Handmatig drie standen schakelaar

Regelbaarheid afvoer nee, permanent open drie standen schakelaar drie standen schakelaar

Afsluitbaarheid toevoer ja Ja uitzetten en afplakken

Afsluitbaarheid afvoer afplakken uitzetten en afplakken uitzetten en afplakken

3.1.2 Onbedoelde ventilatie: infiltratie

De luchtuitwisseling die tot stand komt via ondichtheden in de gebouwschil, zoals kieren en naden (infiltratie) worden niet als luchtverversing in de zin van het bouwbesluit en NEN-1087 (bewust aangebrachte constructieonderdelen voor luchtverversing) aangemerkt. Deze infiltratielucht kan het gewenste ventilatieniveau verstoren en onnodig energieverbruik teweegbrengen. Om die reden zijn bij of krachtens het Bouwbesluit aan de luchtdoorlatendheid van gebouwen ook eisen gesteld. In het geval dat een toxische wolk aanwezig is bij het gebouw, blijft het na het dichten en uitschakelen van alle ventilatievoorzieningen, mogelijk dat gassen infiltreren via naden en kieren van de woning of het gebouw. De mate van infiltratie hangt af van de luchtdoorlatendheid van het gebouw, de aanwezige drukverschillen en de verdeling van de lekken over de schil. De aanwezige drukverschillen worden veroorzaakt door wind en temperatuurverschil. Gegevens over de luchtdoorlatendheid van woningen zijn terug te vinden in [36] en [37]. De gegevens omtrent luchtdoorlatendheid zijn verkregen via instanties die metingen van luchtdoorlatendheid uitvoeren. De luchtdoorlatendheid is uitgedrukt als qv,10 in dm3/s; dit is het luchtdebiet door de omhulling van de woning, bij een drukverschil tussen binnen en buiten van 10 Pascal. Hoe groter de waarde van qv,10, des te ‘lekker’ is de constructie. De relevante conclusies uit deze rapporten zijn: Eengezinswoningen zijn gemiddeld 3 maal zo luchtdoorlatend als gestapelde (flat)woningen. De luchtdoorlatendheid van de eengezinswoningen blijkt na de periode 1970~1975 gestaag af te nemen. In een periode van ongeveer 20 jaar hebben de woningen gemiddeld nog maar ¼ van de oorspronkelijke luchtdoorlatendheid. Eengezinswoningen gebouwd na 1980 hebben een luchtdoorlatendheid met een qv,10 waarde kleiner dan 200 dm3/s, met een gemiddelde van ca. 100 dm3/s. Bij woningen, gebouwd in de periode 1945~1975, komt een waarde van qv,10 van 400 dm3/s nog al eens voor.

december 2003

pagina 12 van 79


In de dagelijkse praktijk zal de luchtdoorlatendheid in een aantal gevallen groter zijn dan volgens de gestandaardiseerde meting wordt gesuggereerd. De reden is dat een aantal in de praktijk moeilijk afsluitbare openingen voor de meting (met aanzienlijke moeite) toch worden afgesloten. Tijdens een incident zal over het algemeen niet dezelfde mate van afdichten mogelijk zijn. Enkele typische waarden voor de luchtdoorlatendheid van eengezinswoningen zijn opgenomen in Tabel 3-2. Voor flatwoningen is met de huidige bouwpraktijk een qv,10-waarde van 50 dm3/s realiseerbaar.

Tabel 3-2 Verdeling van de luchtdoorlatendheid bij eengezinswoningen [33]

Verdeling (%) Luchtdoorlatendheid qv,10-waarde [dm3/s] Gevels Vloer Dak 100 Ca. 30 Ca. 10 Ca. 60 200 Ca. 30 Ca. 15 Ca. 55 600 Ca. 20 Ca. 10 Ca. 70

3.2 Ventilatie afhankelijk van de algemene meteorologische omstandigheden

Voor de berekening van ventilatie afhankelijk van de meteorologische omstandigheden wordt verwezen naar NEN 1087. Hieronder wordt in het kort de invloed van meteorologische omstandigheden op de ventilatie beschreven. Vooral de natuurlijke ventilatie van een gebouw is afhankelijk van de externe meteorologische omstandigheden. Hogere windsnelheid veroorzaakt een grotere ventilatie. Een lage temperatuur heeft een groter temperatuurverschil tussen binnen en buiten ten gevolge, zodat de ventilatie toeneemt. De natuurlijke ventilatie wordt veroorzaakt en in stand gehouden door:

a) de wind b) het temperatuurverschil tussen binnen en buiten.

a) Ventilatie t.g.v de windsnelheid. Wanneer een horizontale luchtstroom door de verticale wanden van een gebouw tot stilstand wordt gebracht, wordt de snelheidsdruk volledig omgezet in een statische druk. Hierdoor ontstaat een drukverschil tussen de loef- en lijzijde van het gebouw en tussen de buiten- en binnenzijde van het gebouw. De grootte van dit drukverschil is behalve van de windsnelheid tevens afhankelijk van de vorm van het gebouw en de hoek waaronder het wordt aangestroomd. Dit relatief geringe drukverschil (1 - 50 Pa) [4] is voldoende om een ventilatie tot stand te brengen. Infiltratie ten gevolge van de wind vindt plaats aan één zijde van het gebouw. Dit effect is grafisch weergegeven in Figuur 3-2 en Figuur 3-5. Het verschil in druk tussen buiten- en binnenshuis neemt toe met toenemende windsnelheid en derhalve neemt het ventilatievoud eveneens toe. In [6, 7, 9 en 10] zijn metingen gepubliceerd van ventilatievouden afhankelijk van de windsnelheid buitenshuis (Figuur 3-3). Uit Figuur 3-3 volgt dat er een positief verband bestaat tussen het ventilatievoud en de windsnelheid. Dit verband is afhankelijk van het soort huis, de configuratie van kieren en de invalshoek van de wind en derhalve niet eenduidig in een formule te vatten. Voorts blijkt uit metingen dat woningen van voor de oliecrisis van 1973 een duidelijk hogere ventilatievoud vertonen dan daarna.

december 2003

pagina 13 van 79


wind

++

++

++

loefzijde

++ +

lijzijde

Figuur 3-2 Luchtdrukverschillen ten gevolge van wind

Figuur 3-3: Verband tussen het ventilatievoud en de windsnelheid.

Amerikaanse metingen uit [7] - 1950. o Metingen van IMG-TNO - Flatwoning - uit [9] - 1977 0 Metingen van IMG-TNO - Eengezinswoning - uit [10] - 1979 + Metingen van PML-TNO - Maisonnette, loefzijde - uit [5] - 1978 x Metingen van PML-TNO - Maisonnette, lijzijde - uit [5] - 1978

december 2003

pagina 14 van 79


b) Ventilatie t.g.v. temperatuurverschil. Door een temperatuurverschil tussen binnen- en buitenlucht ontstaat eveneens een drukverschil, waardoor bij een hogere binnentemperatuur de infiltratiesnelheid van de lucht toeneemt en derhalve ook het ventilatievoud. Met name in hoge gebouwen wordt op deze wijze via het trappenhuis en/of de beluchtingskanalen de ventilatie geregeld. Infiltratie ten gevolge van een temperatuurverschil vindt aan twee zijden van een gebouw plaats, in tegenstelling tot infiltratie ten gevolge van wind. Een schematische weergave van het effect van temperatuurverschil op de ventilatie is weergegeven in Figuur 3-4 en Figuur 3-5.

T binnen

T buiten

∆Τ= T buiten - T binnen∆Η

∆p thermiek

∆∆

pg h tT

=⋅ ⋅ ⋅ρ

Figuur 3-4 Luchtdrukverdeling door temperatuur

wind thermiek wind+thermiek

Resultante lijzijde=0

Combinatie van drijvende krachten

Figuur 3-5 Invloed van combinatie van wind en temperatuur op de infiltratie

december 2003

pagina 15 van 79


3.3 Ventilatievoud in woningen

Na de oliecrisis van 1973 werden in vele woningen en gebouwen maatregelingen getroffen om de warmteverliezen door ventilatie te reduceren. Een minimum aan ventilatie is om gezondheidsredenen echter noodzakelijk. Referentie [11] concludeert dat voor het verkrijgen van een goed leefmilieu, rekening houdend met een minimaal warmteverlies door ventilatie, een ventilatievoud van 0,5 tot 1 h-1 noodzakelijk is. In het Bouwbesluit is bepaald welk ventilatievoud nodig is afhankelijk van het gebruik van de ruimte. In Tabel 3-3 zijn enige gemeten ventilatievouden (gemeten na 1973) verzameld.

Tabel 3-3 Ventilatievoud van woningen

Woning Ventilatievoud (h-1) Jaar Land Ref.

Flatwoning

0,1 - 0,7 1977 Ned. 9

Maisonnette

0,1 - 0,5 1978 Ned. 5

Eengezinswoning

0,9 - 1,7 1979 Ned. 10

woningen met goede glasisolering

0,3 - 0,8 1983 BRD. 11

voor 80% van het aant. geteste woningen

0,2 - 1,1 1983 DDR. 13

Aan de hand van de gemeten waarden, weergegeven in Figuur 3-3 en Tabel 3-3, kan gesteld worden dat voor goed geïsoleerde moderne woningen met gesloten ramen en deuren het ventilatievoud voor hoogbouw 0,3 tot 0,7 h-1 bedraagt en voor laagbouw 0,5 tot 2 h-1. De afhankelijkheid van het ventilatievoud van de windsnelheid (u) kan benaderd worden met onderstaande empirische formules: hoogbouw: ventilatievoud = 0,1 + 0,04*u h-1 laagbouw: ventilatievoud = 0,1 + 0,14*u h-1

3.4 Ventilatievoud in openbare gebouwen en bedrijfsruimten.

Ventilatie moet aan minimale eisen voldoen. Er is echter ook een grens aan de maximale ventilatie. Ventilatievouden van 7 a 8 h-1 worden als tocht gevoeld. Tevens zal men door beperking van de ventilatie de warmteverliezen willen verkleinen. Voor ruimten waarin meerdere mensen kunnen vertoeven moet het ventilatievoud aangepast worden aan het aantal personen. Volgens [6] moet per persoon een minimale hoeveelheid verse lucht aangezogen worden van 20 m3/h bij een aanwezige ruimte van 5 m3 per persoon en van 8 m3/h bij een ruimte van 30 m3 per persoon. In openbare gebouwen en in gebouwen waarin over het algemeen meer dan 10 personen verblijven, moet in de meeste gevallen dan ook mechanisch geventileerd worden. In Tabel 3-4, ontleend aan [12], worden

december 2003

pagina 16 van 79


gebruikelijke ventilatievouden voor enige openbare gebouwen en arbeidsruimten gegeven. Voor bedrijfsruimten waarbinnen een emissie van toxische of brandbare gassen plaatsvindt, gelden uiteraard andere normen.

Tabel 3-4: Ventilatievouden voor gebouwen die bestemd zijn voor het verblijf van meerdere personen. (1982)

Ruimte Ventilatievoud (h-1) Verse luchttoevoer m3/h per persoon

Restaurants 8 - 12 50 - 70 Theaters 30 – 50 Winkels 4 – 8 Warenhuizen 6 - 8 Openbare kantoren (3)- 6 -(10) 60 - 80 Ziekenhuizen 5 – 10 40 - 100 Overdekte zwembaden 1 – 2 Kantoorruimten 5 - 7 40 - 60 Werkplaatsen 3 – 8 Scholen (3)- 5 – 8 30 - 50 Treinen 15 - 40

3.5 Opzettelijke ventilatie; “Spuivoorziening”

Bij een spuivoorziening geldt een ventilatievoud van ca. 10, volgens NEN 1087. Bij open ramen en/of deuren zal het verblijf binnenshuis weinig bescherming bieden tegen contaminanten in de buitenlucht. Deze ventilatie is echter van belang om na het passeren van de toxische wolk zo snel mogelijk de concentratie binnenshuis te verlagen. Tabel 3-5, ontleend aan [6], geeft aan welke ventilatievouden er optreden bij opzettelijke ventilatie.

Tabel 3-5: Verband tussen ventilatievouden en de instelling van ramen en deuren.

Raam/deur instelling Ventilatievoud (h-1) Ramen en deuren gesloten 0 - 0,5 Ramen op een kier 0,8 - 4,0 Ramen half open 5 – 10 Ramen geheel open 9 – 15 Ramen en deuren tegen elkaar geopend 40

3.5.1 Ontalarmering

Nadat de emissie van de gevaarlijke stof is gestopt, neemt de concentratie binnen, vanwege de voor het schuilen slecht geventileerde woning, langzamer af dan de concentratie buiten. In de loop van de tijd daalt de concentratie buitenshuis beneden de concentratie binnenshuis. Ontalarmering moet strikt

december 2003

pagina 17 van 79


genomen op dit moment worden uitgevoerd: niet eerder en ook niet later. Bij ontalarmering wordt geadviseerd om de woning zo goed mogelijk te ventileren door alle ramen en deuren binnenshuis en in de gebouwschil te openen. Na circa 15 minuten is de concentratie binnen dan gelijk aan de concentratie buiten.

3.5.2 Alarmeringstijd

Uit onderzoek met behulp van het ventilatierekenmodel VENCON [33] is gebleken dat het sluiten van de ramen 10 minuten nadat de verontreiniging de gevel heeft bereikt, nauwelijks een verhoging van de concentraties in de woning tot gevolg heeft. Dit heeft te maken met de aangenomen opbouw van het concentratieprofiel aan de gevel. Hieruit kan geconcludeerd worden dat binnen 10 minuten reageren (melding door instanties naar bewoners en sluiten voorzieningen door bewoners) voldoende snel is.

3.6 Adsorptie van gassen aan binnenshuis aanwezige materialen

Bij penetratie van een gas of van deeltjes in een woning komen de contaminanten in aanraking met het materiaal waaruit de woning is opgebouwd en waarmee het is aangekleed. Tengevolge van adhesiekrachten zal het gas of zullen de deeltjes zich hechten aan het oppervlak van deze materialen. Dit proces wordt aangeduid als adsorptie. De oppervlakte-eigenschappen van het materiaal zoals porositeit en vooral de vorm van de poriën spelen hierbij een belangrijke rol. Ook de aard van het gas of van de deeltjes zijn bepalend voor de adsorptie. Tijdens het adsorptieproces wordt het adsorberend oppervlak bezet door gasmoleculen of door deeltjes. Hierdoor wordt het adsorberend oppervlak gereduceerd en loopt de adsorptiesnelheid terug. De mate van adsorptie - uitgedrukt in een adsorptiefactor (zie paragraaf 4.1) - hangt sterk af van het soort gas. Reactieve gassen adsorberen meer aan het in huis aanwezige materiaal dan inerte gassen. Voor deeltjes heeft Dockery [14] de volgende adsorptiefactoren (k) gemeten:

• deeltjes kleiner dan 1 µm k = 0,05 h-1

• deeltjes van de respirabele fractie (2,5-3,5 µm) k < 0,5 h-1

Resultaten van metingen van adsorptiefactoren voor gassen zijn schaars, daar de adsorptiefactoren zowel van het gas als van het adsorberend materiaal afhangen. In [25, 26] worden enige adsorptiefactoren gegeven voor gassen uit bronnen binnenshuis: NO adsorptiefactor 0 - 0,1 h-1 NO2 ,, 0,2 - 1,4 h-1 Formaldehyde ,, 0,2 - 0,7 h-1 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. Bij langdurige blootstelling aan het gas raakt het adsorberend oppervlak verzadigd. De adsorptiefactoren nemen op de duur af. De mate van afname is wederom afhankelijk van het gas en het adsorberend materiaal. In [5] zijn metingen verricht van adsorptie aan verschillende soorten textiel. Voor een standaardverdeling van wol, nylon en katoen in een woonkamer werd voor een tijdsduur van 90 minuten gevonden, dat de adsorptiefactor omgekeerd evenredig is met de wortel uit de tijd.

december 2003

pagina 18 van 79


3.7 Reductie van de achtergrondconcentratie

Ten gevolge van het verkeer en de emissies door de industrie is er continu een achtergrondconcentratie voor bepaalde contaminanten aanwezig. Uit metingen blijkt dat de binnenconcentratie van gassen en deeltjes afkomstig van die externe min of meer continue bronnen over het algemeen lager is dan de buitenconcentratie. Er is dus sprake van een zekere bescherming door verblijf binnenshuis ten opzichte van de achtergrondconcentratie. Dit wordt voornamelijk veroorzaakt door het adsorberend vermogen van de binnenshuis aanwezige materialen, de depositie van deeltjes en de decompositie van gassen. Een veel gebruikte maat om de relatie tussen binnen- en buitenconcentratie aan te duiden is de zogenoemde "indoor-outdoor concentration ratio" Ci/Co. Het omgekeerde (Co /Ci) wordt de beschermingsfactor genoemd. Deze maat is echter slechts bruikbaar voor gemiddelde waarden, immers een snelle verandering in Co, bijvoorbeeld door een verandering van de windrichting, heeft een langzame verandering van Ci ten gevolge en derhalve een grote verandering in de (Co /Ci). In Tabel 3-6 zijn enkele gemiddelde waarden van metingen van de Ci/Co verzameld, ontleend aan de referenties [16, 17, 18, 19, 20, 21, 22 en 23]. Het betreft voornamelijk metingen in een grote variëteit van gemeubileerde en bewoonde ruimten, waarbij slechts die waarnemingen meegenomen zijn waarvan vast staat, dat de verontreiniging van externe bronnen afkomstig is. De metingen zijn verricht bij gesloten ramen en deuren en het op normale wijze functioneren van het ventilatiesysteem.

Tabel 3-6: Verhouding van binnen- en buitenconcentratie voor enkele gassen en deeltjes. Gemiddelde van diverse metingen.

Contaminant Ci/Co Referenties Zwaveldioxide (SO2)* 0,1 - 0,5 16,17,19,20,23 Zwaveldioxide (SO2)** 0,5 - 0,7 20 Stikstofdioxide (NO2) 0,5 23 Ozon (O3) 0,2 - 0,5 18,23 Koolmonoxide (CO) 0,6 – 1 19,23 Submicrone deeltjes (Pb,Br) 0,4 - 0,7 21,22,23 Supermicrone deeltjes (Ca,Fe,Zn)

0,1 - 0,4 21,22

* In gebieden met een laag jaargemiddelde SO2-concentratie (kleiner dan 10 kg/m3). ** In gebieden met een hoog jaargemiddelde SO2-concentratie (10 - 60 pg/m3 ).

Uit Tabel 3-6 volgt dat het verblijf binnenshuis over het algemeen voor een achtergrondconcentratie van reactieve gassen een beschermingsfactor (Co/Ci) van ca. 2 geeft. Voor submicrone deeltjes is deze factor ca. 1,5 en voor grotere deeltjes gemiddeld 3.

december 2003

pagina 19 van 79


4 Concentratie binnenshuis

Wordt een gebouw omstroomd door een toxische wolk, dan zal afhankelijk van de mate van uitwisseling van binnen- en buitenlucht (ventilatie), zich binnenshuis een concentratie aan verontreinigde lucht opbouwen. Over het algemeen zal de maximale concentratie binnen lager zijn dan de maximale concentratie buiten het gebouw. Dit komt omdat de buitenlucht steeds met de aanvankelijk schone lucht binnen het gebouw wordt vermengd. Tevens treedt er adsorptie van het verontreinigende gas of van deeltjes op aan het in het gebouw aanwezige adsorberend materiaal. Na het passeren van de wolk blijft de binnenconcentratie relatief hoog. Voor optimale bescherming is het nodig, dat direct na het passeren van de wolk geventileerd wordt. Het ventilatievoud en dus ook de maximale concentratie is in vertrekken aan de loefzijde van het gebouw het grootst. Vertrekken aan de lijzijde van het gebouw betrekken hun verse lucht voornamelijk uit de meer aan de loefzijde gelegen vertrekken. Aan de lijzijde van het gebouw zal dan ook een betere bescherming te verwachten zijn. Zie hiervoor hoofdstuk 5.

4.1 Het één-kamer model

Bij de opstelling van een mathematisch model voor de penetratie van een gaswolk in een vertrek is uitgegaan van de volgende veronderstellingen:

• Binnen het vertrek vindt ideale menging plaats van de ventilatielucht met de aanwezige lucht. Hoewel door sommige onderzoekers grote verschillen in ventilatievoud in een vertrek gemeten zijn [12], hebben Leach en Bloomfield [15] aan de hand van een diffusiemodel aangetoond en gemeten dat de concentratieverdeling over het algemeen homogeen is. In [27] wordt gesteld dat door interne convectieve menging ook zwaar gas zich homogeen in het gebouw verspreidt.

• Het adsorberend oppervlak is constant en er vindt geen desorptie plaats.

Figuur 4-1 Schematische voorstelling van een geventileerde ruimte waarin adsorptie optreedt.

In Figuur 4-1 is schematisch een kamer aangegeven, die rechtstreeks door de buitenlucht geventileerd

december 2003

pagina 20 van 79


wordt en waarin adsorptie plaatsvindt. Een luchtstroom met een concentratie aan contaminanten Co treedt binnen in een ruimte met een inhoud V waarin een concentratie Ci heerst. Een luchtstroom V& met een concentratie aan contaminanten Co treedt binnen in een ruimte met een inhoud V waarin een concentratie Ci heerst. Er vindt een adsorptieverlies adsm& plaats, waarna de luchtstroom het vertrek

weer verlaat met een concentratie Ci. De massabalans van dit systeem bestaat uit de volgende relatie:

dtCVdtmdCVdtCV iadsio ∗∗++∗=∗∗ &&& (1)

of

dtCVdtCAvdCVdtCV iiadsadsio ∗∗+∗∗∗+∗=∗∗ && (2)

waarin: V& : binnenkomende luchtstroom (m3/s) Co : concentratie in de buitenlucht (kg/m3) t : tijd (s) V : inhoud van het vertrek (m3)

adsm& : de adsorptieverliesstroom (kg/s)

vads : adsorptiesnelheid (m/s) Aads : adsorberend oppervlak (m2) Ci : concentratie in het vertrek (kg/m3) Voorts is:

==VVnv&

& ventilatiefrequentie (s-1)

=∗

=VAv

n adsadsa& adsorptiefrequentie (s-1)

avva nnn &&& += (s-1)

NB. Met de termen ventilatiefrequentie en adsorptiefrequentie, beide gemeten in s-1, wordt onderscheid gemaakt met de gebruikelijke begrippen ventilatievoud en adsorptiefactor, die beide in h-1 uitgedrukt worden. De oplossing van de differentiaalvergelijking met randvoorwaarde Ci = 0 als t = 0 is:

( ) ( ) ( )( )∫ −−∗=t

vaovi dtttntCntC0

''exp' && (3)

Voor verschillende tijdsafhankelijke buitenconcentraties kan met (3) de binnenconcentratie berekend worden. De buitenconcentratie kan berekend worden met behulp van formules uit hoofdstuk 4 van PGS 2 (het ‘gele boek’) [1].

december 2003

pagina 21 van 79


4.2 De concentratie binnenshuis t.g.v. een externe continue bron.

In geval van een externe continue bron wordt de concentratie aan de buitenkant van een woning op afstand x vanaf de bron benaderd met een sprongfunctie Co = 0 voor t < 0 Co = Co(x) voor t ≥ 0 Volgens (3) wordt de concentratie binnenshuis dan gegeven door:

( ) ( )( )tnCnn

tC vaova

vi *exp1 &

&

&−−∗∗= (5)

Een voorbeeld van het concentratieverloop binnenshuis ten gevolge van een externe continue bron wordt weergegeven in Figuur 4-2. Bij dit voorbeeld is de verhouding ventilatievoud/adsorptiefactor gelijk aan 2.

Figuur 4-2: Buiten- (-) en binnen- (---) concentratie afhankelijk van de tijd voor een continue constante emissie.

Bij een constante adsorptie wordt de binnenconcentratie op den duur gelijk aan:

december 2003

pagina 22 van 79


ova

vi Cnn

C ∗=&

& (6)

en de concentratiereductie (CR) (zie paragraaf 4.3) gelijk aan:

va

v

o

io

nn

CCC

CR&

&−=

−= 1 (6a)

Bij het verzadigd raken van het adsorberend oppervlak wordt de binnenconcentratie gelijk aan de buitenconcentratie. Voor de aanloopverschijnselen kan uit (5) bepaald worden na hoeveel tijd een bepaalde verhouding tussen binnenconcentratie en buitenconcentratie bereikt wordt. Bij een concentratieverhouding Ci/Co geldt voor die tijd t*:

∗−∗−=

o

i

v

va

va CC

nn

nt

&

&

&1ln1* (7)

4.3 De concentratie binnenshuis t.g.v. een externe tijdelijke bron

Onder een tijdelijke bron wordt hier verstaan een constante emissie van een neutraal gas gedurende een korte periode, die evenwel langer is dan de reistijd van de wolk naar de woning. De concentratie bij de woning wordt weer berekend met (4). De buitenconcentratie wordt nu benaderd met een blokfunctie: Co = 0 voor t < 0 Co = Co(x) voor 0 <= t <= t1 Co = 0 voor t > t1 Hierbij is x de afstand van de woning tot de bron en t1 de passagetijd. De passagetijd kan berekend worden met behulp van formules uit PGS 2, het ‘gele boek’. De tijd t wordt gemeten vanaf de aankomst van de wolk bij de woning, in dit geval dus x/u seconden na het begin van de emissie. Volgens (3) wordt de binnenconcentratie gegeven door:

( ) ( )( )tnCnn

tC vaova

vi ∗−−∗∗= &

&

&exp1 voor t <= t1 (8a)

en

( ) ( )( ) ( )tntnCnn

tC vavaova

vi ∗−∗−∗−∗∗= &&

&

&exp1exp voor t > t1 (8b)

december 2003

pagina 23 van 79


Een voorbeeld van het concentratieverloop binnenshuis t.g.v. van een externe tijdelijke bron wordt weergegeven in Figuur 4-3. Bij dit voorbeeld is de verhouding ventilatievoud/adsorptiefactor gelijk aan 2.

Figuur 4-3: Buiten- (-) en binnen- (---) concentratie afhankelijk van de tijd voor een tijdelijke constante emissie.

De maximale waarde van de binnenconcentratie wordt bereikt op het tijdstip t1 en wordt berekend met (8a) waarbij t = t1. De maximale binnenconcentratie gedeeld door de maximale buitenconcentratie is een maat voor de te verwachten reductie in de piekconcentratie door verblijf binnenshuis. Deze wordt gegeven door:

( )( )1max,

max, exp1 tnnn

CC

vava

v

o

i ∗−−∗= &&

& (9)

Wordt de concentratiereductie gedefinieerd als de relatieve verlaging van de maximale binnenconcentratie t.o.v. de maximale buitenconcentratie, dan wordt de concentratiereductie (CR) gegeven door:

( ) ( )( )1max,

max,max,1 exp11 tn

nn

CCC

tCR vava

v

o

io ∗−−∗−=−

= &&

& (9a)

Voor de berekening van de probitdosis en de dosisreductie wordt verwezen naar deel 4 van PGS 1.

december 2003

pagina 24 van 79


4.4 De concentratie binnenshuis t.g.v. een externe instantane bron.

De binnenconcentratie ten gevolge van een externe instantane bron kan berekend worden m.b.v. (3), waarbij de concentratie buitenshuis als functie van afstand en tijd berekend kan worden met behulp van de formules voor gaswolkdispersie uit PGS 2 [1]. Een voorbeeld van het concentratieverloop binnenshuis ten gevolge van een externe instantane bron wordt weergegeven in Figuur 4-4. Bij dit voorbeeld is de verhouding ventilatievoud/adsorptiefactor gelijk aan 2.

Figuur 4-4: Binnen (---) en buiten (-) concentratie afhankelijk van de tijd voor een instantane bron.

De maximale binnenconcentratie wordt bereikt als de buitenconcentratie lager wordt dan de binnenconcentratie. Voor de berekening van de probitdosis en de dosisreductie wordt verwezen naar deel 4 van PGS 1.

4.5 Rekenvoorbeeld bij paragraaf 4.3

Berekening van de maximale concentratie binnenshuis bij een tijdelijke emissie. Gegeven is een emissie uit een puntbron, gedurende ongeveer een uur, die ter hoogte van een woonhuis op 500 m afstand een buitenconcentratie van 0,0008 kg/m3 veroorzaakt. Het ventilatievoud van dit huis bedraagt gemiddeld 1 h-1 en de adsorptiefactor mag op 0,5 h-1 gesteld worden.

december 2003

pagina 25 van 79


Gevraagd de maximale concentratie binnenshuis te berekenen als na het passeren van de wolk nog een uur gewacht wordt, alvorens geventileerd wordt. Berekening: De maximale concentratie binnenshuis wordt bereikt 1 h na de aankomst van de wolk. De ventilatiefrequentie is: an& = 1/3600 = 0,00028 s-1

De adsorptiefrequentie is: an& =0,5/3600 = 0,00014 s-1

De maximale binnenconcentratie wordt volgens (8a)

( )( ) 3max, /0004,0360000042,0exp10008,0

00042,000028,0 mkgCi =∗−−∗∗=

Het concentratie - tijdverloop van dit rekenvoorbeeld wordt weergegeven in Figuur 4-5.

Figuur 4-5: Buiten (-) en binnen (---) concentratie afhankelijk van de tijd voor de tijdelijke constante emissie van rekenvoorbeeld 4.5.1.

4.6 Het meer-kamer model: ventilatierekenmodel VENCON

Naast het één-kamer model dat in de voorgaande paragrafen behandeld is, bestaan er ook meer-kamer modellen. Vanwege de uitgebreidere mathematische vergelijkingen die deze modellen bevatten,

december 2003

pagina 26 van 79


zijn van de meer-kamer modellen veelal computerrekenmodellen gemaakt. Eén van deze computermodellen is het ventilatierekenmodel VENCON, ontwikkeld door TNO-Bouw. Met het ventilatiemodel VENCON kan het concentratieverloop in een gebouw doorgerekend worden indien het concentratieverloop aan de buitenzijden van het gebouw bekend is. Hieronder wordt het ventilatierekenmodel kort beschreven. Voor een uitgebreide beschrijving van het ventilatierekenmodel VENCON wordt verwezen naar [34]. Door TNO-Bouw is een rekenmodel ontwikkeld waarmee een gebouw ventilatietechnisch gemodelleerd kan worden. Hiertoe wordt een netwerk opgezet waarin alle verbindingen tussen verschillende ruimten in het gebouw en met buiten worden opgegeven. Met verbindingen worden zowel bedoelde (ventilatieopeningen) als onbedoelde (luchtdoorlatendheid van constructie) verbindingen bedoeld. Vervolgens kan het ventilatiemodel de ventilatiestromen door deze verbindingen onder invloed van windaanval en thermiek berekenen, waarmee het totale ventilatiepatroon (interne luchtstromingen en luchtinfiltratie van buiten) is vastgelegd. De windaanval wordt gesimuleerd door het opgeven van winddrukcoëfficiënten op verschillende posities van de gebouwschil. Een winddrukcoëfficiënt is een dimensieloze parameter die vermenigvuldigd met de windsnelheid de lokaal optredende onder- of overdruk geeft. De thermiek wordt bepaald op basis van de ingevoerde vertrektemperaturen en buitentemperatuur en de hoogteverschillen tussen de diverse openingen van het opgezette netwerk. In het ventilatiemodel kan een concentratieverloop in de tijd aan de buitenschil van het gebouw (aan verschillende zijden) gesimuleerd worden, zoals deze in geval van calamiteiten op kan treden. Het ventilatiemodel berekent vervolgens op basis van het berekende ventilatiepatroon de concentratieopbouw in de tijd in de verschillende vertrekken van het gebouw. Hierbij wordt steeds uitgegaan van volledige opmenging. Het is mogelijk met het model adsorptie te simuleren.

4.7 Simulaties met ventilatierekenmodel VENCON

Met het ventilatierekenmodel VENCON zijn simulaties uitgevoerd met als doel inzicht te geven in het optredende verontreinigingsniveau in (de verschillende vertrekken in) woningen bij calamiteiten, afhankelijk van diverse parameters. De simulaties zijn beschreven in [33] en opgenomen in Bijlage 2 t/m Bijlage 4. De uitkomsten van de simulaties geven inzicht in hoe het best gehandeld dient te worden in geval van calamiteiten. Dit is beschreven in hoofdstuk 5. De concentratie binnenshuis is berekend als percentage van de concentratie buiten. Of de vastgestelde concentratiereductie binnenshuis voldoende is om veilig binnen te kunnen schuilen zal derhalve voor ieder afzonderlijk incident vastgesteld dienen te worden. Variabelen die in de ventilatie berekeningen zijn meegenomen, zijn:

• Het aan of uit zijn van het ventilatiesysteem in combinatie met het afplakken van de afvoerroosters;

• De windsnelheid; • De luchtdoorlatendheid van de woning;

december 2003

pagina 27 van 79


• Scenario concentratie buiten; • Gebouwtype.

Voor de buitenconcentratie van de gevaarlijke stof is uitgegaan van een kort en een lang scenario. Aangezien er in de resultaten met betrekking tot de effectiviteit van de verschillende maatregelen geen grote verschillen bestaan tussen het korte en het lange scenario gaat deze paragraaf alleen in op het lange scenario. Bij het lange scenario is binnen 15 minuten de maximale buitenconcentratie bereikt. Deze houdt gedurende 5 uur aan en neemt vervolgens weer in 15 minuten af tot nul. Voor het simulatieonderzoek van TNO is uitgegaan van 15 K temperatuurverschil tussen binnen en buiten. Dit is een conservatieve aanname welke met name in de winter van toepassing zal zijn. Onder zomerse omstandigheden zal het temperatuurverschil kleiner zijn. Hierdoor zal ook de invloed van het schoorsteeneffect, en daarmee de infiltratie van gevaarlijke stoffen afnemen. Met betrekking tot de effectiviteit van het uitzetten en/of afplakken van de afvoerroosters zijn drie situaties onderscheiden:

• AAN: mechanische ventilatie staat nog aan (42 dm3/s en 21 dm3/s) • UIT: mechanische ventilatie is uitgeschakeld. De ventilator staat uit maar het kanalensysteem

staat nog in open verbinding met buiten (lekoppervlakte 210 cm2). • DICHT: kanalensysteem is afgeplakt. Deze situatie is vergelijkbaar met het natuurlijke

ventilatiesysteem met afvoer afgeplakt. N.B. alle toevoervoorzieningen (ramen en deuren) zijn gesloten verondersteld. Adsorptie is niet beschouwd in de simulaties. Aan de negatieve effecten van het niet ventileren, zoals het oplopen van de CO2 concentraties binnenshuis, wordt aandacht besteed in hoofdstuk 5. De resultaten van de simulaties zijn voor verschillende woningtypen weergegeven in de onderstaande paragrafen. De tabellen zijn overgenomen uit [35] en zijn gebaseerd op de simulaties beschreven in [33]. Voor meer gedetailleerde informatie met betrekking tot de optredende effecten wordt verwezen naar [33]. De resultaten (Ci /Co: de verhouding tussen de concentratie binnen en buiten) per ruimte worden gegeven voor verschillende maatregelen en windsnelheden, en voor de tijdstippen van 1 uur na aanvang van de blootstelling en de eindwaarde na 5 ¼ uur. Schematische weergaven van de gemodelleerde woningen zijn gegeven in Bijlage 3. In Bijlage 4 zijn de resultaten van de berekeningen met VENCON opgenomen in de vorm van grafieken die het concentratieverloop binnenshuis als functie van de tijd laten zien voor de verschillende gemodelleerde situaties.

4.7.1 Portiekwoning (flatwoning)

Voor de portiekwoning (flatwoning), die in het algemeen meer luchtdicht zal zijn dan een ééngezinswoning, is uitgegaan van een gemiddelde luchtdichtheid van portiek- en flatwoningen (qv,10 = 50 dm3/s). In Bijlage 3 wordt de lay-out van de gekozen portiekwoning gegeven. De resultaten worden gegeven voor de woonkamer (referentie ruimte) en een slaapkamer aan de lijzijde (slaapkamer 3) en de inpandige badkamer. Voor deze laatste twee ruimten is gekozen omdat op voorhand werd geschat dat daar de concentraties het laagst zouden zijn.

december 2003

pagina 28 van 79


Tabel 4-1 Concentratie binnen/buiten (%) voor portiekwoning, windsnelheid 2 m/s.

Woonkamer Slaapkamer 3 (lijzijde)

Badkamer (inpandig)

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

natuurlijke ventilatie open 24 85 37 92 9 74 mechanische ventilatie aan (21 dm3/s) 21 78 36 90 15 85 mechanische ventilatie uit 9 40 6 31 2 27 mechanische of natuurlijke afvoerkanalen afgeplakt

5 27 1 14 0 6

Het uitzetten van de mechanische ventilatie en het afplakken van de afvoerkanalen heeft bij een windsnelheid van 2 m/s een gunstig effect op het uiteindelijke concentratieniveau in alle beschouwde ruimten. Het uitzetten van de mechanische ventilatie geeft een factor 2 tot 3 lagere concentratie ten opzichte van de buitenconcentratie voor de situatie na 5 uur blootstelling. Na 1 uur blootstelling is de maatregel nog gunstiger. Het afplakken van de roosters geeft nog eens een extra reductie met een factor 2 tot 5. De laagste concentratie bij afgeplakte roosters is in de inpandige badkamer. Ten opzichte van de woonkamer is de concentratie bij uitgeschakelde en afgeplakte ventilatie hier een factor 5 lager.

Tabel 4-2 Concentratie binnen/buiten (%) voor portiekwoning, windsnelheid 5 m/s

Woonkamer Slaapkamer (lijzijde)

Badkamer (inpandig)

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1uur eind waarde

natuurlijke ventilatie open 34 92 35 90 21 91 mechanische ventilatie aan (42 dm3/s) 42 97 54 98 40 99 mechanische ventilatie aan (21 dm3/s) 28 85 19 69 18 86 mechanische ventilatie uit 21 74 4 54 5 57 mechanische of natuurlijke afvoerkanalen afgeplakt

17 64 5 56 1 14

Bij een windsnelheid van 5 m/s is de effectiviteit van het uitzetten van de mechanische ventilatie minder groot (Kornaat 1999). In de aan de lijzijde gelegen slaapkamer 3 geeft het afplakken van de afvoerkanalen zelfs een hoger concentratieniveau ten opzichte van het alleen uitschakelen. De badkamer blijft zijn effect houden en blijft de ruimte met de laagste concentratie. Hierbij is het wel van belang dat de roosters worden afgeplakt. Uit bovenstaande kan worden afgeleid dat het uitzetten van het mechanisch ventilatiesysteem en/of het afplakken van de ventilatieroosters voor zowel een flatwoningen met een mechanisch ventilatiesysteem (63% van de bestaande flats, 78% van de nieuwe flats) als voor flatwoningen met een natuurlijk ventilatiesysteem (37% van de bestaande flats, 20% van de nieuwe flats) een effectieve maatregel is. In een inpandige ruimte (zonder werkende afzuiging) blijft de concentratie het laagst.

december 2003

pagina 29 van 79


4.7.2 Eengezinswoningen

Eengezinswoningen zijn in de regel minder luchtdicht dan portiekwoningen. Dit heeft tot gevolg dat het afsluiten van de ventilatievoorziening minder effect heeft op de concentratieopbouw binnenshuis. Voor de luchtdichtheid is uitgegaan van de gemiddelde luchtdichtheid van ééngezinswoningen (qv,10 = 200 dm3/s). In Bijlage 3 wordt de lay-out van de gekozen ééngezinswoning gegeven.

Tabel 4-3 Concentratie binnen/buiten (%) voor de ééngezinswoning, windsnelheid 2 m/s.

Woonkamer Slaapkamer loefzijde (1)

Slaapkamer lijzijde (3)

Badkamer

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

natuurlijke ventilatie open 35 94 24 77 30 85 40 92 mechanische ventilatie aan (21 dm3/s) 30 91 22 73 25 79 30 88 mechanische ventilatie uit 25 91 19 67 20 69 20 71 mechanische of natuurlijke afvoerkanalen afgeplakt

23 90 18 64 17 63 16 62

Bij een windsnelheid van 2 m/s heeft het nemen van maatregelen nagenoeg geen effect op het concentratieniveau (eindwaarde) in de woonkamer. Voor de overige ruimten heeft het nemen van maatregelen een positief effect. Voor woningen met een natuurlijk ventilatiesysteem is het effect het grootst. Ook hier is de conclusie dat de woonkamer niet de meest aangewezen ruimte is om te schuilen. De op de eerste verdieping gelegen slaapkamers geven een betere bescherming. Of de slaapkamer aan de loef- of lijzijde is gelegen maakt vrijwel niets uit omdat aan beide zijden van de woning infiltratie van de verontreinigde lucht zal optreden.

Tabel 4-4 Concentratie binnen/buiten (%) voor de ééngezinswoning, windsnelheid 5 m/s.

Woonkamer Slaapkamer loefzijde (1)

Slaapkamer lijzijde (3)

Badkamer

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

natuurlijke ventilatie open 43 97 37 92 23 76 52 97 mechanische ventilatie aan (42 dm3/s) 41 96 36 91 20 70 47 96 mechanische ventilatie aan (21 dm3/s) 34 93 33 89 5 47 25 92 mechanische ventilatie uit 30 89 32 87 6 56 10 76 mechanische of natuurlijke afvoerkanalen afgeplakt

28 87 31 86 6 58 5 58

Bij een windsnelheid van 5 m/s blijkt dat de concentratie het laagst blijft in de aan de lijzijde gelegen slaapkamer. Door de toegenomen windsnelheid zal in deze ruimte geen infiltratie van verontreinigde lucht van buiten meer optreden maar juist exfiltratie. De bescherming is ongeveer gelijk aan de situatie

december 2003

pagina 30 van 79


bij een windsnelheid van 2 m/s. De beste bescherming wordt in dit geval bereikt indien de ventilatie in laagstand (21 dm3/s) blijft doordraaien. Het uitschakelen en zelfs het afplakken zorgt voor een iets hogere concentratie. Dit effect wordt veroorzaakt doordat naast de aan de lijzijde gelegen slaapkamer (zonder afvoerroosters) de badkamer ligt (met afvoerroosters). Door het uitzetten van de mechanische ventilatie en het afplakken van de afvoerroosters zal de verontreinigde lucht niet meer voornamelijk via de badkamer worden afgevoerd, maar ook via de naastgelegen slaapkamer waardoor de concentratie daar toeneemt. Bij de overige ruimten treedt dit effect niet op. Uit bovenstaande kan worden geconcludeerd dat bij woningen met een mechanisch ventilatiesysteem (38% van de bestaande woningen, 78% van de nieuwe woningen) het uitzetten van het ventilatiesysteem en het afplakken van de afvoerroosters voor de op de eerste verdieping aan de lijzijde gelegen kamers (slaapkamer 3 en badkamer) een effectieve maatregel is. Voor de aan de lijzijde gelegen slaapkamer blijkt echter wel dat de effectiviteit afhankelijk is van de windsnelheid aangezien bij het afplakken van de roosters bij hogere windsnelheid de concentratie hoger wordt dan bij de ventilatie aan in laagstand. Bij woningen met een natuurlijk ventilatiesysteem (62% van de bestaande woningen, 20% van de nieuwe woningen) blijkt het afplakken van de ventilatieroosters voor met name de op de eerste verdieping aan de lijzijde gelegen kamers een effectieve maatregel te zijn. Het sluiten van de ramen 10 minuten na het arriveren van de wolk resulteert maar in 2-3% hogere concentraties binnenshuis dan bij arriveren van de wolk bij gesloten ramen (bij de voor de simulatie gekozen snelheid van toename van de concentratie buitenshuis).

4.7.3 De invloed van windsnelheid op de effectiviteit van de maatregelen

Uit de berekeningen voor de flat- en eengezinswoning blijkt dat de windsnelheid van invloed is op de effectiviteit van de maatregelen. Daarom zijn er voor de eengezinswoning ook extra berekeningen uitgevoerd voor meerdere windsnelheden voor het scenario waarbij de mechanische ventilatie is uitgeschakeld (2; 3,5; 5 en 8,5 m/s). Uit de berekeningen blijkt dat de effectiviteit van de maatregelen voor met name de meest gunstige ruimte (de slaapkamer aan de lijzijde) sterk wordt beïnvloed door de windsnelheid. Algemeen kan worden gesteld dat bij hogere windsnelheden (> 5 m/s) de effectiviteit van het uitzetten en afplakken van de mechanische ventilatie snel afneemt. Bij lagere windsnelheden (< 5 m/s) kunnen er omkeereffecten optreden in de drijvende krachten (temperatuur en wind). De meest gunstige situatie treedt op als in de aan de lijzijde gelegen slaapkamer juist exfiltratie optreedt. De toevoer van verontreinigde lucht naar deze kamer vindt dan plaats via de andere ruimten in de woning. Er is dan geen directe toevoer van verontreinigde lucht van buiten. De windsnelheid waarbij dit optreedt is niet op voorhand aan te geven. In de VENCON-simulaties vindt dit effect plaats bij ongeveer 3,5 m/s. Bij hogere windsnelheden zal er een sterkere infiltratie in de aan de loefzijde gelegen ruimten plaatsvinden waardoor de concentratieopbouw sneller zal gaan. Bij lagere windsnelheden zal ook aan de lijzijde gelegen kamers infiltratie optreden.

december 2003

pagina 31 van 79


Tabel 4-5 De invloed van de windsnelheid op de concentratie binnen/buiten (%) in een ééngezinswoning waarvan de mechanische installatie is uitgeschakeld.

Wind snelheid

Woonkamer Slaapkamer 1 loefzijde

Slaapkamer 3 lijzijde

Badkamer

m/s 1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

2 25 91 19 67 20 69 20 71 3,5 26 89 24 77 4 36 5 58 5 30 89 32 87 6 56 10 76 8,5 40 95 47 96 14 83 23 94

4.7.4 De invloed van de luchtdoorlatendheid van de woning

Uit de vergelijking van de dichte flatwoning (qv,10 = 50 dm3/s) en de ééngezinswoning (qv,10=200 dm3/s) blijkt dat de effectiviteit van het schuilen bij een incident afhankelijk is van de luchtdoorlatendheid van de woning. Omdat met name woningen gebouwd tussen 1945 en 1975 vanwege de bouwmethodiek minder luchtdicht kunnen zijn (qv,10 > 600dm3/s) zijn ook enkele ventilatieberekeningen uitgevoerd voor de ééngezinswoning voor een woning met een qv,10 van 600 dm3/s. Hierbij is uitgegaan van het scenario waarbij de mechanische ventilatie aan staat. De windsnelheid bedraagt 5 m/s. In Tabel 4-6 is de binnenconcentratie gegeven voor verschillende ruimten van de ééngezinswoning bij een qv,10 van 200 en 600 dm3/s. Hieruit blijkt dat met name de effectiviteit van het schuilen in de woonkamer sterk afneemt bij een grotere luchtdoorlatendheid van de woning. De slaapkamer aan de lijzijde blijft de hoogste bescherming bieden.

Tabel 4-6 De invloed de luchtdoorlatendheid op de concentratieopbouw (als concentratie binnen/buiten, in %), mechanische afzuiging bedraagt 42 dm3/s.

Woonkamer Slaapkamer 1 loefzijde

Slaapkamer 3 lijzijde

Badkamer

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

1 uur eind waarde

qv,10 = 200 dm3/s 41 96 36 91 20 70 47 96 qv,10 = 600 dm3/s 60 100 58 99 26 81 71 99 De snelheid waarmee de concentratie binnen stijgt naar het niveau van buiten wordt behalve door de luchtdoorlatendheid ook bepaald door het volume van de woning.

december 2003

pagina 32 van 79


5 Bescherming en beschermingsmaatregelen

De mate van bescherming tegen contaminanten buitenshuis die bereikt wordt door verblijf binnenshuis, wordt bepaald door:

1. de duur van de emissie; 2. de passagetijd van de wolk; 3. het ventilatiesysteem en gebruik daarvan; 4. luchtdoorlatendheid van het gebouw; 5. de adsorptie van de gassen aan het in huis aanwezige materiaal; 6. de depositie van deeltjes; 7. het ventilatie-uitstel; 8. de meteocondities.

De bescherming binnenshuis kan vergroot worden door het verkorten van het ventilatie- uitstel, het verkleinen van het ventilatievoud of het vergroten van de adsorptie. Bij het accidenteel vrijkomen van gassen kan alleen via het verkleinen van het ventilatievoud en/of het verkorten van het ventilatie-uitstel een grotere bescherming verkregen worden. Ook het schuilen in de kamer met het meest gunstige concentratieverloop (veelal aan de lijzijde van het gebouw) geeft extra bescherming. Uit simulatieberekeningen van TNO [33] blijkt dat het sluiten van de ramen 10 minuten nadat de verontreiniging de gevel heeft bereikt, nauwelijks een verhoging van de concentraties in de woning tot gevolg heeft. Binnen 10 minuten reageren (melding door instanties naar bewoners en sluiten voorzieningen door bewoners) is dus voldoende snel, aldus TNO in haar rapport. Dit heeft te maken met de aangenomen opbouw van het concentratieprofiel aan de gevel. Verlagen van ventilatievoud Het afschakelen van de mechanische ventilatie en het afplakken van de ventilatieopeningen vertraagt meestal de stijging van de concentratie binnenshuis. Uit de beschikbare informatie kan voor zowel woningen met een natuurlijk ventilatiesysteem als woningen met een mechanisch ventilatiesysteem worden geconcludeerd dat het uitzetten van het mechanisch ventilatiesysteem en/of het afplakken van de ventilatieroosters over het algemeen een effectieve maatregel is om de concentratie binnen ten tijde van een incident zo laag mogelijk te houden. Of de maatregel gedurende een incident effectief genoeg of noodzakelijk is, hangt in sterke mate af van de stof die vrijkomt, de te verwachten buitenconcentratie en de blootstellingsduur. Algemeen kan worden gesteld dat bij hogere windsnelheden (> 5 m/s) de effectiviteit van het uitzetten en afplakken van de mechanische ventilatie snel afneemt. Kiezen van meest effectieve schuilruimte De effectiviteit van het uitzetten van de mechanische ventilatie en/of het afplakken van de afvoerkanalen wordt in sterke mate bepaald door de luchtdoorlatendheid van de woning, de windsnelheid en de ruimte die wordt gekozen om in te schuilen. De meest optimale bescherming treedt op bij een dichte woning (qv,10 = 50 dm3/s) met een inpandige ruimte (bij voorkeur zonder afvoerrooster) en een windsnelheid waarbij aan de aan de lijzijde gelegen ruimten juist exfiltratie optreedt. Als onder deze omstandigheden de mechanische ventilatie wordt uitgezet en de afvoerkanalen worden afgeplakt, kan zelfs na een blootstelling van 5 uur de binnenconcentratie minder dan 10% van de buitenconcentratie bedragen. Indien de mechanische ventilatie aan blijft staan zal de binnenconcentratie de buitenconcentratie benaderen.

december 2003

pagina 33 van 79


Indien geen inpandige ruimte voorhanden is, zal een aan de lijzijde gelegen ruimte meest aangewezen ruimte zijn om in te schuilen. De woonkamer is in de meeste gevallen niet de gunstigste ruimte om te schuilen bij een incident. Ook bij minder dichte woningen (qv,10 > 200 dm3/s) en hogere windsnelheden heeft het uitzetten van de mechanische ventilatie en het afplakken van de afvoerroosters meestal een (licht) positief effect. In een enkel geval is de eindconcentratie onder deze omstandigheden echter lager als het mechanisch ventilatiesysteem in laagstand aan blijft staan. Wanneer en of dit effect optreedt, is moeilijk in te schatten en hangt onder andere af van de plaats van de afvoerkanalen in de woning. Toename koolzuurgasconcentratie tijdens schuilen Mensen gebruiken zuurstof uit de lucht en ademen koolzuurgas (CO2) uit. Door verblijf in een slecht geventileerde ruimte zal de concentratie van zuurstof in de ruimte dalen en van CO2 stijgen. De leefbaarheid van de ruimte neemt daardoor af. De concentratie CO2 in de buitenlucht is ca 150 ppm, binnenshuis 1000 tot 1500 ppm. De blootstellingseffect relatie van CO2 is als volgt (Hazardtext):

• 0,55 % (5500 ppm) gedurende 6 uur veroorzaakt geen effecten. • 1,5% (15.000 ppm) is de bovenste tolerantiegrens voor blootstelling gedurende meerdere

dagen achtereen. • 2% (20.000 ppm) gedurende een aantal uren veroorzaakt hoofdpijn, kortademigheid bij

inspanning en verhoging ademfrequentie. • 3% (30.000 ppm) is licht narcotisch, maar veroorzaakt geen schadelijke effecten tenzij de

concentratie zuurstof in de inademingslucht onder de 15-17% daalt. • 5% (50.000 ppm) veroorzaakt hoofdpijn, kortademigheid, verhoging van ademfrequentie,

duizeligheid, verwarring en ademhalingsmoeilijkheden. De Gezondheidsraad [38] heeft een grenswaarde van 3% (30.000 ppm) vastgesteld, en stelt dat een concentratie van 1% (10.000 ppm) voor langdurige blootstelling ongewenst is. Bij het ontwerp van schuilkelders wordt de ventilatie zodanig gedimensioneerd dat de concentratie CO2 tot maximaal 2% zal stijgen. De Gids [39] berekent op basis van een ademvolume van een rustende persoon (0,5 m3/uur) en een volledig afgesloten ruimte dat de maximale verblijftijd in uren tot het bereiken van een CO2-concentratie van 2% gelijk is aan het per persoon ter beschikking staande aantal kubieke meters. Volgens deze schatting loopt de CO2 concentratie bij 5 m3 ruimte per persoon in 5 uur op tot 2%. Bij een meer realistisch ademvolume van ca 1 m3/uur gebeurt dit in de helft van de tijd; toetsing aan een CO2-concentratie van 3% verlengt de maximale schuiltijd met een factor 1,5. Preventie van de opbouw van gevaarlijke CO2-concentraties is een van de redenen voor het advies om te schuilen in een zo groot mogelijke ruimte. Ontalarmering en ventilatie-uitstel Het einde van de emissie (het dichten van het lek bij de bron, etc.) is niet het einde van de gevaarlijke situatie. De concentratie buitenshuis ijlt nog enige tijd na, afhankelijk van meteorologische condities en de afstand tot de bron. De concentratie binnen neemt, vanwege de voor het schuilen slecht geventileerde woning, nog langzamer af. In de loop van de tijd daalt de concentratie buitenshuis beneden de concentratie binnenshuis. Ontalarmering moet strikt genomen op dit moment worden uitgevoerd: niet eerder en ook niet later. Bij ontalarmering wordt geadviseerd om de woning zo goed mogelijk te ventileren door alle ramen en deuren binnenshuis en in de gebouwschil te openen. Na circa 15 minuten is de concentratie binnen

december 2003

pagina 34 van 79


dan gelijk aan de concentratie buiten. Het vaststellen van dit tijdstip is in de praktijk zeer lastig omdat er meestal onvoldoende meetgegevens beschikbaar zijn over concentraties binnen- en buitenhuis. Als de ventilatie-eigenschappen van de getroffen bebouwing en het concentratieverloop buiten gedurende het incident bekend zijn, kan op basis van modellen een inschatting worden gemaakt van de ratio van concentraties binnen/buiten. In ieder geval geldt de stelregel om nooit te adviseren tot ontalarmeren voordat een duidelijke feitelijke daling van de concentratie buiten is geconstateerd ten opzichte van de (verwachte) concentratie waarop de beslissing om te alarmeren was gebaseerd. Dat betekent dat de condities voor ontalarmeren met metingen bevestigd moeten worden. Om een duidelijke daling van de buitenconcentratie aan te kunnen tonen moet gedurende het incident continu de concentratie buiten worden gemeten. Een inschatting maken van het concentratieverloop buiten is mogelijk wanneer de wolk zichtbaar is, b.v. door de in de wolk aanwezige rook of omdat de wolk afkomstig is van een tot vloeistof gekoeld of verdicht gas. In het laatste geval geeft mistvorming de wolk een zichtbare vorm. Deze mistvorming is afhankelijk van de relatieve vochtigheid van de lucht. De zichtbare contour zal echter over het algemeen niet samenvallen met de toxische grenswaarde van het betreffende gas. Voor een met het blote oog onzichtbare wolk kan de passagetijd van de wolk geschat worden als de afstand tot de bron (x) en de gemiddelde windsnelheid (u) bekend zijn. Voor een tijdelijke bron kan de aankomst- en vertrektijd van de wolk benaderd worden met x/2u respectievelijk tb+3x/2u waarbij tb de bronduur is en de tijd gemeten wordt vanaf het begin van de emissie. Volgens (19) kan de aankomst- en vertrektijd van een wolk afkomstig van een instantane bron benaderd worden met x/2u, respectievelijk 3x/2u na de emissie.

december 2003

pagina 35 van 79


6 Dichtheidseffecten

Onder niet neutrale gassen worden die gassen verstaan, die een dichtheid hebben, die van de dichtheid van lucht significant verschilt. Men onderscheidt dan lichte gassen en zware gassen. Het probleem bij het uitvoeren van ventilatieberekeningen in geval van een zwaar gas is dat de buitenconcentratie niet constant is over de gevelhoogte. Enige kwantitatieve opmerkingen kunnen wel gemaakt worden. Bij de verspreiding van zwaar gas heeft de wolk dicht bij de bron een geringe hoogte. Grootschalige proeven laten een zichtbare wolk met een hoogte van 1 tot 5 zien [30]. Bij aankomst bij een gebouw kan de hoogte van de wolk echter toenemen tot een factor 2 van de oorspronkelijke hoogte [28]. Dit is afhankelijk van de breedte van het gebouw en de aanstroomhoek van de wolk t.o.v. het gebouw. Hoewel door een geringe hoogte de zwaargas wolk een hoge concentratie heeft, is de penetratie in het gebouw geringer, daar de wolk een gedeelte van de hooggelegen kieren en openingen niet bereikt. De luchtuitwisseling bij een eengezinswoning b.v. vindt voor ca. 40 % plaats bij de overgang van de muren naar de dakconstructie [10]. In [15] zijn experimenten met emissies van zware gassen in een besloten ruimte gepubliceerd. Uit de resultaten bleek, dat zware gassen een laag op de vloer kunnen vormen als de verticale snelheidsgradiënt gering is. De verspreiding van het gas komt dan geheel op rekening van de moleculaire diffusie. Bij de in [3] en in [27] vermelde proeven met een emissie van zwaar gas (Freon-12) afkomstig van een externe bron op 3 m hoogte en op 45 m afstand vanaf het gebouw, werden gelijke concentraties gemeten op de begane grond en op de eerste verdieping aan de windzijde van het huis. Een wolk van zwaar gas, die een woning op grote afstand van de bron binnendringt is reeds door de atmosferische turbulentie verdund, zodat in dit geval met een model voor een neutraal gas gerekend kan worden. Referentie [29] geeft voor deze afstand de volgende relatie: x > 8 rV& /u waarbij

rV& het emissiedebiet (m3/s) en u de gemiddelde windsnelheid (m/s) is.

Lichte gassen stijgen reeds bij de emissie en zullen dus vaak boven de huizen langs gaan. In huis kunnen er lagen langs het plafond gevormd worden. Evenals bij zware gassen hangt de menging af van het dichtheidsdeficiet. In [15] zijn metingen verricht met methaan, waaruit het bestaan van deze lagen werd aangetoond. Deze lagen hebben over het algemeen een geringe menging met de lucht in de rest van het vertrek. Door deze geringe menging is de concentratie in een dergelijke laag relatief hoog.

december 2003

pagina 36 van 79


7 Nauwkeurigheid van modellen

De mate van bescherming tegen toxische stoffen van externe oorsprong door verblijf binnenshuis hangt af van de ventilatie van de betreffende toxische stof naar binnen en de adsorptie aan voorwerpen binnenshuis. Daarbij wordt voor de bepaling van de mate van bescherming uitgegaan van de concentratie van de toxische stof buitenshuis. Deze concentratie wordt berekend m.b.v. dispersiemodellen (zie PGS 2). De nauwkeurigheid van de bepaling van de mate van bescherming binnenshuis tegen toxische stoffen, aangenomen dat het concentratieverloop buiten bekend is, hangt af van de nauwkeurigheid van de ventilatiemodellen en de bepaling van de adsorptie aan voorwerpen binnenshuis. De nauwkeurigheid van de ventilatiemodellen wordt bepaald door de in de afleiding aangenomen vereenvoudigingen. Bij deze afleiding werd o.a. verondersteld dat het infiltrerende gas zich instantaan en homogeen over de hele ruimte verdeelt. Tevens werd aangenomen dat het ventilatievoud en de adsorptiefactor tijdsonafhankelijk zijn. Metingen tonen dat dit niet altijd het geval is. Opgemerkt dient te worden dat bij de berekeningen met VENCON, waarvan de resultaten zijn opgenomen in Bijlage 4, adsorptie niet is meegenomen. Van groter belang is de nauwkeurigheid waarmee het ventilatievoud en de adsorptiefactor bepaald kunnen worden. De meeste in de literatuur gevonden ventilatievouden en adsorptiefactoren hebben een spreiding van plusminus 70% van de gemiddelde waarde. Een tweemaal zo hoge ventilatievoud zorgt voor concentratiereductie die de helft kan zijn van de oorspronkelijke waarde. Een tweemaal grotere adsorptiefactor resulteert op den duur in een 1,5 maal grotere reductie. Bij bekende concentratie buitenshuis bepaalt de spreiding van de geschatte ventilatievouden en de adsorptiefactoren de nauwkeurigheid van de concentratie binnenshuis. De afgeleide formules voor het één-kamer model geven slechts gemiddelde waarden zonder rekening te houden met op de verschillen in ventilatie per vertrek of fluctuaties van de wind en de concentratie buiten. Het meerkamer model houdt wel rekening met verschillen in ventilatie per vertrek en fluctuaties in concentratie (concentratieopbouw).

december 2003

pagina 37 van 79


8 Conclusies

In dit rapport zijn de resultaten beschreven van een literatuurstudie en een simulatiestudie naar de bescherming tegen toxische stoffen van externe oorsprong door verblijf binnenshuis. De mate van deze bescherming is afhankelijk van de ventilatie en adsorptie binnenshuis. De ventilatie van gebouw is afhankelijk van het ventilatiesysteem, de getroffen schuilmaatregelen (het al dan niet afzetten van mechanische ventilatie en het dichtplakken van de ventilatieopeningen), de luchtdichtheid van het gebouw en de heersende meteo-condities. Voor nieuwbouw zijn eisen aan ventilatie en luchtdichtheid opgenomen in het Bouwbesluit. Met behulp van een mathematisch model (rekenformules uit hoofdstuk 4) kan uitgaande van een bekende concentratie aan contaminanten buitenshuis, de concentratie binnenshuis berekend worden. Er wordt onderscheidt gemaakt tussen het één-kamer model, waarvoor in hoofdstuk 4 formules zijn opgenomen om de concentratie binnenshuis te kunnen berekenen, en het meer-kamer model, waarvan het in hoofdstuk 4 beschreven ventilatierekenmodel VENCON er één is. In het geval van een tijdelijke maar langdurige enigszins constante emissie is de mate van bescherming, behalve van het ventilatievoud en de adsorptiefactor, tevens afhankelijk van de emissieduur. Bij onveranderde meteorologische omstandigheden komt dit overeen met de passagetijd van de wolk. Hoe langer de emissieduur is, hoe hoger de concentratie binnenshuis wordt. In een dergelijk geval verdient het de aanbeveling het ventilatievoud van de woning te reduceren door het afzetten van de mechanische ventilatie of door eventueel afplakken van naden en kieren (vooral voor oudere huizen van belang). Afhankelijk van de luchtdichtheid van het gebouw en de meteorologische omstandigheden vindt dan nog enige ventilatie plaats. Bij een instantane emissie is de passagetijd van de wolk meestal van korte duur en bereikt de maximale concentratie binnenshuis slechts een fractie van de maximale concentratie buitenshuis. Wordt door het veranderen van de windrichting de concentratie buitenshuis tot nul teruggebracht, dan blijft de concentratie binnenshuis nog een zekere tijd de reeds bereikte waarde houden. In dit geval wordt de bescherming verhoogd door direct volledig te ventileren en/of het gebouw te verlaten, zodra de pluim de woning niet meer bereikt. Het tijdsverschil tussen volledige ventilatie en het moment waarop de toxische wolk de woning niet meer bereikt - het ventilatie-uitstel - is van belang bij de bepaling van de binnenshuis opgelopen dosis. Verkorting van het ventilatie-uitstel heeft een aanzienlijke dosisreductie ten gevolge. Het afschakelen van de mechanische ventilatie en het afplakken van de ventilatieopeningen vertraagt meestal de stijging van de concentratie binnenshuis. De concentratie blijft het laagst bij vrij luchtdichte gebouwen, zoals flatwoningen. Juist deze woningen hebben vaak een niet door de bewoners zelf beïnvloedbaar ventilatiesysteem. Algemeen kan worden gesteld dat bij hogere windsnelheden (> 5 m/s) de effectiviteit van het uitzetten en afplakken van de mechanische ventilatie snel afneemt. De meest optimale bescherming tegen de passage van een toxische wolk treedt op bij een dichte woning (qv,10 = 50 dm3/s) met een inpandige ruimte (bij voorkeur zonder afvoerrooster) en een windsnelheid waarbij aan de aan de lijzijde gelegen ruimten juist exfiltratie optreedt. Als onder deze omstandigheden de mechanische ventilatie wordt uitgezet en de afvoerkanalen worden afgeplakt, kan zelfs na een blootstelling van 5 uur de binnenconcentratie minder dan 10% van de buitenconcentratie bedragen. Indien geen inpandige ruimte voorhanden is, zal een aan de lijzijde gelegen ruimte meest aangewezen ruimte zijn om in te schuilen. De woonkamer is in de meeste gevallen niet de gunstigste ruimte om te schuilen bij een incident.

december 2003

pagina 38 van 79


Symbolenlijst

Aads adsorberend oppervlak [m2] Ai oppervlak waarbinnen de binnenshuis opgelopen dosis een bepaalde

waarde overschrijdt [m2] Ao oppervlak waarbinnen de buitenshuis opgelopen dosis een bepaalde

waarde overschrijdt [m2] Ci concentratie binnenshuis [kg/m3] Ci/Co verhouding van binnen- en buitenconcentratie [-] Co concentratie buitenshuis [kg/m3] CR concentratiereductie k adsorptiefactor [h-1] fbo fractie beschermd oppervlak mads adsorptieverliesstroom [kg/s]

an& adsorptiefrequentie [s-1]

vn& ventilatiefrequentie [s-1]

van& ventilatiefrequentie plus adsorptiefrequentie [s-1]

qv,10 luchtdebiet door de omhulling van de woning, bij een drukverschil tussen binnen en buiten van 10 Pascal. [dm3/s]

t tijd [s] t* tijdstip waarop een bepaalde concentratieverhouding bereikt wordt [s] t1 passagetijd van de wolk [s] t2 tijdstip van uitgestelde ventilatie [s] tb bronduur gemeten vanaf het begin van de emissie [s] tm tijdstip waarop de binnenconcentratie maximaal is [s] u gemiddelde windsnelheid [m/s] vads adsorptiesnelheid [m/s] x afstand tot de bron gemeten langs de gemiddelde windrichting [m] V& luchtstroom [m3/s] V inhoud van het vertrek [m3]

rV& emissiedebiet [m3/s]

december 2003

pagina 39 van 79


Literatuur

1. PGS 2, Methods for the calculation of physical effects (het "Gele Boek"). (Voorheen CPR 14E.

2. M. van Zelm; De penetratie van gaswolken in huizen en de bescherming van personen in huizen - Chem.Lab./TNO - Rapport 1976-2 (1976).

3. M. van Zelm; De penetratie van gaswolken in huizen - Chem.Lab./TNO - Rapport 1974-14 (1974).

4. A.C. van den Berg; De gevolgen voor de omwonenden van een calamiteit waarbij giftige stoffen vrijkomen en de bescherming die geboden wordt door een verblijf binnenshuis. PML/TNO Rapport 1978-11 (1978).

5. H.C. v.d. Weide; Voortzetting onderzoek van de penetratie van gaswolken in huizen en bescherming van personen in huizen. PML/TNO Rapport PML 1978 - 38 (1978).

6. G. Huber; Minimale Lueftungszahlen in Wohn- und Arbeitsraeumen. Diss. ETH Nr. 7008 - Zuerich (1982)

7. J. B. Dick; The fundamentals of natural ventilation of houses. J. Inst. Heating and Ventilation Engineers 18, 123 (1950).

8. H.Ph.L. den Ouden, W.F. de Gids en J.A. Ton; Ventilatie van gebouwen - IG/TNO Afd. Binnenklimaat - Rapport C 348 Delft (1975).

9. W.F. de Gids, J.A. Ton en L.M. van Schijndel; Natural Ventilation of Dwellings. Investigation of the relationship between the ventilation of a flat and the meteorological conditions - IMGITNO, Publ. 620 (1977).

10. W.F. de Gids, J.C. Phaff en B. Knoll; New ways to save energy - Proceed. of the Intern. Seminar, Brussels 23-25 Oct. 1979, PP. 1100-1106. D.Reidel Publ. Comp., Dordrecht (1980), ISBN 90-277-1078-3.

11. J. Wegner; Untersuchungen des natuerlichen Luftwechsel in ausgefuehrten Wohnungen, die mit sehr fugendichten Fenstern ausgestattet sind. Gesundheits-Ingenieur, Jg. 104, Heft 1, pp. 1-56 (1983).

12. H. Roetscher; Lueftungs- und Klimatechnik - Grundlagen Muenchen, Wien: Hanser, 1982, ISBN 3-446-13498-0.

13. W. Richter; Lueftung im Wohnungsbau. VEB - Verlag fuer Bauweisen, Berlin (DDR) (1983)

14. D.W.. Dockery en H.D. Spengler; Indoor-outdoor relationship of respirable sulfates and

Rapport van de Commissie Preventie van Rampen door gevaarlijke stoffen, Sdu Uitgevers, 3e editie 1997.)

december 2003

pagina 40 van 79


particles. Atm. Environm., Vol. 15, pp. 335-343 (1981).

15. S.J. Leach en D.P. Bloomfield; Ventilation in relation to toxic and flammable gases in buildïngs. Building Science, Vol 8, pp. 289-310 (1973).

16. H. de Graaf en K. Biersteker; Luchtverontreiniging in Rotterdam, een vergelijkend onderzoek

van luchtverontreiniging binnen een buiten de woningen. 1. Ned. Tijdschr. voor Geneesk., 109.1.17. pp. 793-799 (1965).

17. I. Andersen; Relationship between Outdoor and Indoor Air Pollution - Technical Notes - Atm.

Environm., Vol. 6, pp. 275-278 (1972)

18. F.H. Shair en K.L. Heitner; Theoretical Model for Relating Indoor Pollutant Concentrations to Those Outside - Environm. Science &Technology, Vol. 8, Nr. 5, pp. 444-451 (1974).

19. H.W. Georgh;m Ueber das Eindringen von Luftverunreinigung in Gebauede - Hygiene-Umwelt,

Jg. 44, Heft 3, PP. 327-329 (1973).

20. J.D. Spengler, B.G. Ferris en D.W. Dockery; Sulfur Dioxide and Nitrogen Dioxide Levels Inside and Outside Houses and the Implications on Health Effects Research Environm. Science & Technology, Vol. 13, Nr. 10, pp. 1276-1280 (1979).

21. J. Alzona, B.L. Cohen, H. Rudolph, H.N. Jow en J.O. Frohliger Indoor-outdoor relationship for

airborn particulate matter of outdoor origin - Atm. Environm., Vol. 13, pp. 55-60 (1979).

22. A. F. Cohen en B. L. Cohen; Protection from being indoors against inhalation of suspended particlulate matter of outdoor origin - Atm. Environm., Vol. 14, pp. 183-184 (1980).

23. J.F. Yocom; Indoor-Outdoor Airquality Relationship - A critical review. JAPCA, Vol. 32, Nr. 5,

pp. 500-520 (1982).

24. Discussion Papers (voor bovengenoemd artikel van J.F. Yocom) JAPCA, Vol. 32, Nr. 9, pp. 904-914 (1982).

25. W. J. Fisk; Building Ventilation and Indoor Air Quality Program University of California, LBL. - Proc. 3d Intern. Conf. Indoor Air Quality and Climate, Swedish Council for Building Research, Stockholm, (1984).

26. G.W. Traynor, J.R. Girmam, M.G. Apte, J.F. Dillworth, P.D. White Indoor Air Pollution Due to

Emissions from Unvented Gas-Fired Spacc Heaters. JAPCA, Vol. 35, Nr. 3, pp. 231-237 (1985).

27. G. Purdy, P.C. Davies; Toxic Gas Incidents - Some Important Considerations for Emergency

Planning. Loss Prevention Bulletin, Nr. 062, The Institute of Chemical Engineering, Rugby, UK (1985).

december 2003

pagina 41 van 79


28. J.W. Rottman, J.E. Simpson, J.C.R. Hunt, R.E. Britterm; Unsteady Gravity Current Flows over Obstacles: Some Observations and Analysis Related to the Phase II Trials. Journal of Hazardous Materials, Vol. 11, pp. 325-340 (1985).

29. P.A. Krogstad, R.M. Pettersen; Windtunnel Modeling of a Release of a Heavy Gas near a

Building. Atmospheric Environment, Vol. 20, Nr. 5, pp. 867-878 (1986).

30. J. McQuaid Editor; Heavy Gas Dispersion Trials at Thorney Island - 2. Proc. Symp. Univ. of Sheffield, UK, Sept. 1986. Journal of Hazardous Materials, Vol. 16, Special Issue (1987).

31. D.L. Ermak, H.C. Rodean, R. Lange, S.T. Chan; A Survey of Denser-than-Air Atmospheric

Dispersion Models. Lawrence Livermore National Laboratory, UCRL-21024 (1988).

32. Het “Bouwbesluit”, Ministerie van VROM.

33. W. Kornaat; “Ventilatieonderzoek naar infiltratie en verspreiding van buitenluchtverontreinigingen in woningen bij calamiteiten”, TNO-rapport 99-BBI-R060, TNO Bouw, Delft, 30 juni 1999.

34. Het programma VENCON voor industriële gebouwen en kantoren; Een model voor ventilatie

van gebouwen en verspreiding van binnenluchtverontreinigingen, ing. J.C. Phaff, TNO-rapport B-92-1217-I, 21 december 1992, Delft.

35. Bescherming van de bevolking door binnenshuis schuilen bij incidenten met chemicaliën,

eindrapport: definitieve versie d.d. 22 december 1999, M. Ruijten (GGD) e.a.

36. Cornelissen H, W de Gids. Gegevensbestand luchtdoorlatendheid van woningen. Analyse. TNO rapport 94-BBI-R1760. Delft: TNO Bouw, 1994.

37. Cornelissen H, W de Gids. Overzicht luchtdoorlatendheidsgegevens

eengezinswoningen.TNO rapport 97-BBI-R1295 Delft: TNO Bouw, 1997.

38. Gezondheidsraad. Advies inzake het binnenhuisklimaat, in het bijzonder een ventilatieminimum, in Nederlandse woningen. 's-Gravenhage: Gezondheidsraad, 1984.

39. Gids, W de.; Advies met betrekking tot schuilen binnenshuis. TNO rapport 98 BBI R / . Delft:

TNO Bouw, 1999.

december 2003

pagina 42 van 79


Grafieken

Grafiek 1: Concentratiereductie afhankelijk van de passagetijd van een tijdelijke constante bron; parameter het ventilatievoud vn& in h-1; geen adsorptie.

december 2003

pagina 43 van 79


Grafiek 2: Concentratiereductie afhankelijk van de passagetijd van een tijdelijke constante bron; parameter het adsorptievoud an& in h-1; het ventilatievoud is 1 h-1.

december 2003

pagina 44 van 79


Bijlage 1: Vergelijkingen voor binnenconcentratieberekeningen

Voor een tijdelijke constante emissie, die weergegeven kan worden door een blokfunctie zoals beschreven in par. 4.4 zijn de volgende vergelijkingen voor de binnenconcentratie ontleend aan [4]. Hierbij heeft de index 1 betrekking op het vertrek aan de loefzijde en index 2 op het vertrek aan de lijzijde, dat uitsluitend geventileerd wordt met lucht uit het vertrek aan de loefzijde van het gebouw. De binnenconcentratie in het vertrek aan de lijzijde wordt gegeven door de volgende vergelijkingen: Voor t <= t1

( ) ( ) ( ) ( )

∗−∗

−∗∗

−+∗−∗−∗

∗+

∗∗

∗= tnnnn

nntn

nnnnn

nnnn

CC vavavava

vvva

vavava

vv

vava

vvoi 2

212

211

211

21

21

212 expexp &

&&&

&&&

&&&

&&

&&

&& (A1)

en voor t > t1

( )( ) ( )( ) ( )( )( )111221

2*112

*22 expexpexp ttnttn

nnn

CttnCC vavavava

vvai −−−∗−∗

−∗+−∗−∗= &&

&&

&& (A2)

Hierin zijn: C1* = de concentratie in vertrek 1 (loefzijde) op tijdstip ti, te berekenen m.b.v. verg. (8a). C2* = de concentratie in vertrek 2 (lijzijde) op tijdstip ti, te berekenen m.b.v. verg. (A1). De andere grootheden zijn analoog aan de in hoofdstuk 4 beschreven grootheden.

december 2003

pagina 45 van 79


Bijlage 2: Beschrijving van simulaties met meerkamermodel VENCON

Woningtypen De modelsimulaties zijn uitgevoerd aan een model van eengezinswoning en flatwoning. Plattegronden van deze woningen zijn weergegeven in Bijlage 3. De inhouden van de verschillende vertrekken zijn in deze plattegronden aangegeven, omdat deze wenselijk kunnen zijn voor een goed begrip van de berekende concentratieverlopen. Opgemerkt wordt dat in het model van de eengezinswoning een verbinding tussen keuken en woonkamer is gemodelleerd, maar dat deze zodanig groot is dat ventilatietechnisch over een woning met open keuken gesproken mag worden. Desondanks beschouwt het model de keuken en woonkamer als afzonderlijke ruimten en berekent voor beide ruimten afzonderlijk dan ook een concentratieverloop. Bronscenario's Simulaties zijn uitgevoerd voor een lang en kort bronscenario. Bij het lange bronscenario neemt de buitenconcentratie in circa 15 minuten via een e-macht toe tot de eindwaarde van 1, blijft vervolgens 5 uur op deze eindwaarde en neemt daarna via een e-macht weer in 15 minuten af tot nul (zie figuur 1). Bij het korte bronscenario neemt de buitenconcentratie in een half uur toe tot een eindwaarde van 1 en vervolgens in een half uur weer af tot nul (zie figuur 2). Opgemerkt wordt dat de aangehouden eindwaarde van de buitenconcentratie niet terzake doet. Bij de beoordeling zijn de optredende binnenconcentraties namelijk uitgedrukt als percentage van de maximum waarde van de buitenconcentratie. Bij beide bronscenario's is steeds aangehouden dat op alle posities aan de woningschil het verloop van de buitenconcentratie gelijk is. Er is dus geen onderscheid tussen bijvoorbeeld loef- en lijzijde, hoger en lager gelegen vertrekken e.d. gemaakt ten aanzien van de buitenconcentraties. .

december 2003

pagina 46 van 79


Ventilatiesystemen en ventilatievoorzieningen Met betrekking tot het ventilatiesysteem (systeem voor de luchtafvoer vanuit de woning) zijn de volgende situaties gesimuleerd:

• natuurlijk ventilatiesysteem; Het netto-doorlaatoppervlak van de ventilatiekanalen in keuken, badkamer en toilet bedraagt hierbij respectievelijk 95, 85 en 30 cm2, waarmee de gewenste norm afvoerdebieten onderhouden kunnen worden.

• mechanisch afzuigsysteem in de laagstand; Het totaal afgezogen luchtdebiet bedraagt 21 dm3/s (in keuken, badkamer en toilet respectievelijk 10,5 , 7 , 3,5 dm3/s);

• mechanisch afzuigsysteem in de hoogstand. Het totaal afgezogen luchtdebiet bedraagt 42 dm3/s (in keuken, badkamer en toilet respectievelijk 21 , 14 , 7 dm3/s);

• uitgeschakeld mechanisch afzuigsysteem; Via een uitgeschakeld mechanisch afzuigsysteem zal door natuurlijke drijvende krachten nog steeds luchttransport plaatsvinden. De uitgeschakelde afzuigventilator is hierbij in belangrijke mate bepalend voor de weerstand. Op basis van bevindingen van TNO is voor de netto-doorlaat van het totale kanalensysteem plus afzuigventilator, bij uitgeschakelde afzuigventilator, aangehouden 21 cm2. Omdat de weerstand van de kanalen naar de verschillende vertrekken klein is in vergelijking tot de centrale weerstand van de uitgeschakelde afzuigventilator, is dit netto-doorlaatoppervlak gelijkmatig verdeeld over de verschillende vertrekken, d. w.z. 7 cm2 in keuken, badkamer en toilet.

• afgeplakt afzuigsysteem. Het kan hier een natuurlijk dan wel mechanisch afzuigsysteem betreffen waarbij de afvoerroosters zijn afgeplakt en dus geen luchtafvoer via het systeem plaatsvindt. De ventilatievoorzieningen in de gevels (ramen, ventilatieroosters) zijn bij alle berekeningen gesloten.

Slechts bij 2 berekeningen (zie figuren B14 en B15 in Bijlage 4) zijn ventilatievoorzieningen in de

december 2003

pagina 47 van 79


gevels na aanvang van de calamiteit over een korte periode van 10 minuten nog open verondersteld. Bij alle berekeningen is uitgegaan van gesloten binnendeuren. Luchtdoorlatendheid Voor de eengezinswoning is uitgegaan van 3 luchtdoorlatendheden, namelijk:

• qv,10-waarde = 100 dm3/s (realiseerbaar met huidige bouwpraktijk); • qv,10-waarde = 200 dm3/s (grenswaarde volgens het bouwbesluit); • qv,10-waarde = 600 dm3/s (waarde voor oude woning).

Voor de flatwoning is uitgegaan van een qv,10-waarde van 50 dm3/s. Dit is in flatwoningen realiseerbaar met de huidige bouwpraktijk. De verdeling van de luchtdoorlatendheid bij de eengezinswoning over gevels, vloer en dak is aangegeven in Tabel 3-2 in hoofdstuk 3, afhankelijk van de totale luchtdoorlatendheid. Door TNO wordt veel onderzoek uitgevoerd naar de luchtdoorlatendheid van gebouwen en constructies. Voor woningen wordt een database inzake de luchtdoorlatendheid bijgehouden. Op grond van de inzichten, die hierbij opgedaan zijn, is de verdeling volgens Tabel 3-2 vastgesteld. Bij de flatwoning is de luchtdoorlatendheid evenredig over beide gevels verdeeld. Dit is in de praktijk ook veelal het geval omdat beide gevels vergelijkbaar zijn wat betreft afmetingen en uitvoering. Volledigheidshalve wordt hierbij nog opgemerkt dat de qv,10-waarde van een woning gedefinieerd is als de luchtdoorlatendheid bij gesloten ramen en/of ventilatieroosters, af geplakte ventilatiesysteem en (indien van toepassing) af geplakte rookgaskanalen. Of met andere woorden de qv,10-waarde heeft niet betrekking op bewust aangebrachte openingen in de gebouwschil, maar juist op onbedoeld ontstane lekken (kieren en naden) in de bouwkundige constructie, Meteocondities Berekeningen zijn uitgevoerd bij windsnelheden van:

• 2 m/s; • 3,5 m/s; • 5 m/s (gemiddeld optredende windsnelheid); • 8 m/s.

Bij alle berekeningen is uitgegaan van: • een windrichting loodrecht op de woonkamer gevel; • een buitenluchttemperatuur van 5 °C, hetgeen de gemiddelde buitenluchttemperatuur over

een stookseizoen is.

december 2003

pagina 48 van 79


Bijlage 3: Plattegronden van modelwoningen voor simulaties

Eengezinswoning

woonkamer

keukenhal

wc

slk 2 slk1

slk3bad-

kamer

over-loop

beganegrond 1e verdieping

over-loop

zolder-kamer

Cp 3

zolder

1e verdieping

beganegrond

kruipruimtezolder

Cp 1

Cp 2 Cp 4

Cp 5

vooraanzicht

Flatwoning

slk3

woonkamer

w.c.

bad

keukenslk1

slk2

hal

december 2003

pagina 49 van 79


Bijlage 4: concentratieverloop in woningen bij diverse condities

De in deze bijlage opgenomen figuren zijn overgenomen uit [33]

december 2003

pagina 50 van 79


Figuur B1: Concentratieverloop in eengezinswoning met qv,10-waarde van 200 dm3/s en natuurlijk ventilatiesysteem bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

1: Eengezinsw oning, qv10=200, na t vent open, vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 51 van 79


Figuur B2: Concentratieverloop in eengezinswoning met qv,10-waarde van 200 dm3/s en natuurlijk ventilatiesysteem bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 52 van 79


Figuur B3: Concentratieverloop in eengezinswoning met qv,10-waarde van 200 dm3/s en

afgeplakte natuurlijke ventilatiekanalen (lek 0 cm2) bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

3: Eengezinsw oning, qv10=200, nat vent dicht (lek 0cm 2), vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 53 van 79



afgeplakte natuurlijke ventilatiekanalen (lek 0 cm2) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 54 van 79



mechanische afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

5: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =2 m /s, Tb=5C, dw = achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij

5: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =2 m /s, Tb=5C, dw = achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 55 van 79




6: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achte rgeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 56 van 79



mechanische afzuiging in hoogstand (42 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 57 van 79



uitgeschakelde mechanische afzuiging (lek 21 cm2) bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

8: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. uit (lek 21cm 2), vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achte rgeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 58 van 79



uitgeschakelde mechanische afzuiging (lek 21 cm2) bij 3.5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

9: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. uit (lek 21cm 2), vw =3.5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij

9: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. uit (lek 21cm 2), vw =3.5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 59 van 79





0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 60 van 79



uitgeschakelde mechanische afzuiging (lek 21 cm2) bij 8.5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 61 van 79




12: Eengezinsw oning, qv10=100, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 62 van 79




13: Eengezinsw oning, qv10=100, m ech. a fz . uit (lek 21 cm 2), vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij

13: Eengezinsw oning, qv10=100, m ech. a fz . uit (lek 21 cm 2), vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 63 van 79



mechanische afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, ramen eerst 10 min. open dan alles dicht en lang bronscenario.

14: Eengezinsw oning, qv10=100, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, ram en eerst 10 m in open dan a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 64 van 79



mechanische afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, ramen eerst 10 min. open dan alles dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 65 van 79


Figuur B16: Concentratieverloop in eengezinswoning met qv,10-waarde van 200 dm3/s en natuurlijk

ventilatiesysteem bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en kort bronscenario.

16: Eengezinsw oning, qv10=200, na t vent open, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

conc loef

conc lij

16: Eengezinsw oning, qv10=200, na t vent open, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 66 van 79



mechanische afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en kort bronscenario.

17: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =2 m /s, Tb=5C, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

conc loef

conc lij

17: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =2 m /s, Tb=5C, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 67 van 79



mechanische afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en kort bronscenario.

18: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achte rgeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij

18: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achte rgeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 68 van 79



uitgeschakelde mechanische afzuiging (lek 21 cm2) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en kort bronscenario.

19: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz . uit (lek 21cm 2), vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

con

c

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij

19: Eengezinsw oning, qv10=200, m ech. a fz . uit (lek 21cm 2), vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij

december 2003

pagina 69 van 79


Figuur B20: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en natuurlijk

ventilatiesysteem bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

20: Portiekw oning, qv10=50, nat vent open, vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achte rgeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 70 van 79


Figuur B21: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en natuurlijk

ventilatiesysteem bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 71 van 79


Figuur B22: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en afgeplakte

natuurlijke ventilatiekanalen (lek 0 cm2) bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

22: Portiekw oning, qv10=50, nat vent dicht (lek 0cm 2), vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achte rgeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 72 van 79


Figuur B23: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en afgeplakte

natuurlijke ventilatiekanalen (lek 0 cm2) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 73 van 79


Figuur B24: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en mechanische

afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 2 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.

24: Portiekw oning, qv10=50, m ech. a fz . 21 dm 3/s, vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 74 van 79



afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 75 van 79



afzuiging in hoogstand (42 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 76 van 79


Figuur B27: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en


27: Portiekw oning, qv10=50, m ech a fz uit (lek 21cm 2), vw =2 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 77 van 79


Figuur B28: Concentratieverloop in portiekwoning met qv,10-waarde van 50 dm3/s en



0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

con

c

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 78 van 79



afzuiging in laagstand (21 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en kort bronscenario.

29: Portiekw oning, qv10=50, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal

concloef

conclij

29: Portiekw oning, qv10=50, m ech. a fz. 21 dm 3/s, vw =5 m /s, Tb=5C, dw =achtergeve l, a lles dicht, kort

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

concloef

conclij

december 2003

pagina 79 van 79



mechanische afzuiging in hoogstand (42 dm3/s) bij 5 m/s windsnelheid, 5°C buitentemperatuur, wind op achtergevel, alle toevoervoorzieningen in de gevels dicht en lang bronscenario.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

w k

keuk

hal.trap

kruipr

concloef

conclij


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

0:00 1:00 2:00 3:00 4:00 5:00 6:00 7:00 8:00 9:00 10:00

tijd (uren)

conc

s lk1

s lk2

s lk3

badk

zolderkamer

concloef

conclij


Deel 6:Aanwezigheidsgegevens

december 2003pagina 2 van 17

PGS 1, Deel 6: Aanwezigheidsgegevens

Inhoudsopgave

1 Inleiding 3

2 Woongebieden 42.1 Gedetailleerde gegevens 42.2 Globale gegevens 5

3 Andere gebieden 73.1 Industriegebied 73.2 Recreatiegebied 8

4 Verblijf binnen/buiten, dag/nacht 10

5 Aanbevolen methodiek 12

6 Literatuur 14

1. Inleiding

In het kader van risico-analyses worden de effecten tengevolge van het ontsnappen van gevaarlijke

stoffen in de omgeving uiteindelijk “vertaald” naar de schade die hierdoor ontstaat. Schademodellen

zijn hiertoe gepresenteerd in deze uitgave. Bij het bepalen van de mate van letsel bij personen zijn

gegevens met betrekking tot de aanwezigheid van personen in de omgeving en hun verblijfplaats

noodzakelijk. Dit hoofdstuk bevat een inventarisatie van beschikbare gegevens ten behoeve van het

gebruik in risico-analyses.

Voor de bepaling van het aantal betrokken personen is inzicht vereist omtrent de bevolkingsdichtheid

in de omgeving.

Voor de schatting met betrekking tot de aanwezigheid van personen wordt onderscheid gemaakt

naar gebiedsfuncties, zoals:

– woongebieden, onderverdeeld in rustige en drukke woongebieden;

– werkgebieden, onderverdeeld in industriële bedrijven en kantoren;

– recreatiegebieden.

Tevens worden schattingen gemaakt naar aanwezigheid van personen verdeeld over binnen en

buiten de gebouwen en verdeeld over dag en nacht.

Gegevens zijn afkomstig uit eerder uitgevoerde studies en projecten en uit bevolkingsgegevens. Er

is ook een computer-literatuurrecherche uitgevoerd, waarbij enkele artikelen zijn geselecteerd uit

planologie-, ruimtelijke ordening- en kernenergie-bestanden.



2. Woongebieden

Voor de bepaling van het aantal betrokkenen binnen een berekende schadeafstand worden veelal

aanwezigheidsgegevens per type woongebied of bebouwing gehanteerd.

De nauwkeurigheid van de bepaling hangt af van de gedetailleerdheid van de beschikbare

aanwezigheidsgegevens.

Is het schadegebied klein dan spelen locale omstandigheden een grote rol en kan alleen een

voldoende nauwkeurigheid worden verkregen met behulp van gedetailleerde gegevens, zie 2.1.

Omvat het effect een groter gebied dan zou ook met meer globale gegevens, zie 2.2, kunnen worden

volstaan. Onnauwkeurigheden per deelgebied, onder- en overschattingen, worden mogelijk

enigszins uitgemiddeld. Een en ander zal echter per situatie beschouwd dienen te worden. Een

globale indeling naar type woongebieden werkt dan vaak efficiënter, omdat een gedetailleerde

inventarisatie naar aanwezigen over het algemeen een te tijdrovend werk is.

In [7] is geconcludeerd dat een acceptabele betrouwbaarheid in de risicoschattingen wordt

verkregen indien binnen een afstand van 400 meter gedetaileerde bevolkingsgegevens, zoals van

volkstellingen, worden gehanteerd. Voor afstanden groter dan 400 meter kunnen globale cijfers voor

type woonomgevingen worden gehanteerd.

2.1 Gedetailleerde gegevens

Gedetailleerde bevolkingsgegevens zijn vaak beschikbaar bij gemeenten, de Rijksplanologische

dienst en provinciale planologische dienst.

Het Ministerie van VROM werkt momenteel aan een databestand van bevolkingsgegevens per

100 x 100 meter vierkant voor geheel Nederland.

Indien gedetailleerde en actuele bevolkingsgegevens beschikbaar zijn, verdient het de aanbeveling

die te hanteren, zowel voor kleine als grotere schadegebieden.

Tevens kan onderscheid gemaakt worden tussen aantal aanwezigen gedurende de dag en de nacht.

Het aantal aanwezigen kan worden vastgesteld door het tellen van het aantal mensen dat zich op

een gegeven moment in het gebied bevindt. Staan in het betrokken gebied alleen woningen dan kan

het aantal woningen worden geteld. Daarna wordt het vermenigvuldigd met het gemiddeld aantal

bewoners per woning.Volgens [5] was dat in 1975 3,0 en in 1984 2,6. Overdag zijn niet alle bewoners

in en rond de woning aanwezig, het aantal wordt dan geschat op 1 à 2 per woning. Hierdoor ontstaat

een verdeling van aanwezigheid in woningen gedurende de dag en de nacht van respectievelijk

30-70% en 100%.

In de LPG-integraal studie [8] is bovenstaande methodiek toegepast. Daartoe is het betreffende

gebied opgedeeld in 100 bij 100 meter vierkanten. Vervolgens is geschat hoeveel personen zich in

elk vierkant bevinden. Deze inventarisatie van bewoners heeft plaatsgevonden door de afdeling

Informatievoorziening van de Rijksplanologische Dienst. Daarbij is per vierkant het aantal

postadressen bepaald. Elk postadres telt voor 3 inwoners/aanwezigen.

Het tellen van het aantal aanwezigen in een bepaald gebied kan ook gebeuren aan de hand van [3].

Daarin worden een aantal verschillende ruimtelijke bestemmingen onderscheiden, waarvoor

aanwezigheidsgegevens zijn geschat door planologen. Tabel 1 (aan het einde van het hoofdstuk)

bevat een korte samenvatting van de gegevens.



Op deze manier ontstaan dubbeltellingen, doordat aanwezigen in bijvoorbeeld winkels, scholen en

bedrijven ook geteld worden als aanwezigen in woningen.

Het aantal aanwezigen in woningen wordt in [3] namelijk gesteld op 100%, dit is 3 personen per

wooneenheid. Om het probleem van dubbeltelling te voorkomen lijkt het aannemelijker om te

rekenen met bijvoorbeeld 1 à 2 personen per wooneenheid.

2. 2 Globale gegevens

Bevolkingsdichtheden in steden

Uit [1] blijkt dat bevolkingsdichtheden in steden op verschillende afstanden van het centrum redelijk

voldoen aan de volgende exponentiële functie:

D(x) = D0 exp(-D1x) (1)

Hierin is:

D(x) = bevolkingsdichtheid op afstand x [pers./ha]

D0 = bevolkingsdichtheid in het centrum van een stad [pers./ha]

D1 = dichtheidsgradiënt [km-1]

x = afstand vanaf het centrum [km]

Uit een inventarisatie van bevolkingsdichtheden in steden in Groot-Brittannië, West-Duitsland en

USA [1] volgen gemiddelde waarden voor D0 en D1:

D0 = ± 100 pers./ha

D1 = ± 0,25 km-1

Voor steden in Japan liggen deze waarden hoger, maar de stadsbouw wijkt hier meer af van de

Nederlandse steden.

De gegeven gemiddelden lijken goed overeen te stemmen met Nederlandse steden. De gemiddelde

waarde voor D0 van 100 personen per hectare heeft een grote spreiding, voor drukke steden is D0

gemiddeld gelijk aan ± 130 pers./ha en voor ruimer opgezette steden is D0 gemiddeld gelijk aan

± 70 pers./ha.

Formule 1 voldoet voor steden die regelmatig worden uitgebreid vanuit het centrum, dat het drukste

bevolkt is. Formule 1 voldoet minder goed wanneer bijvoorbeeld grote groenstroken in een stad

worden aangelegd, of wanneer een stad uitbreidt vanuit verschillende voorsteden, zodat een

agglomeratie wordt gevormd. Ook voldoet formule 1 niet indien de uitbreiding van de stad

lintbebouwing betreft.

Bevolkingsdichtheden per type woongebied

In de vorige paragraaf werd alleen een stad als geheel beschouwd. Wanneer het schadegebied

slechts een deel van een stad of een dorp met hun omgeving omvat, wordt een betere schatting van

het aantal aanwezigen verkregen door waarden voor bevolkingsdichtheden van verschillende type

woongebieden te hanteren.



De waarden zijn tot stand gekomen door inventarisaties van bevolkingsgegevens per

deelgebieden/wijken van Zuid-Holland (verkregen via de TNO-projectgroep Emissieregistratie) en

van de gemeenten Apeldoorn, Enschede en Dalfsen (verkregen via de gemeente Apeldoorn en de

provincie Overijssel).

Als type woongebieden zijn onderscheiden:

– natuurgebied: bos, water, hei en dergelijke;

– buitengebied: agrarisch

– incidentele woonbebouwing

– rustige woonwijk: 0% hoogbouw

– drukke woonwijk: 25% hoogbouw

– stadsbebouwing: 85% hoogbouw

De genoemde percentages hoogbouw zijn slechts globale indicaties. De geïnventariseerde

bevolkingsdichtheden zijn vergeleken met de waarden die gehanteerd worden in [3], zie tabel 1 en

in literatuur [7]. In tabel 2 staan de verschillende waarden naast elkaar. In de laatste kolom zijn de

gemiddelde bevolkingsdichtheden gegeven die de verschillende woongebieden typeren.

Tabel 2 Bevolkingsdichtheden per type woongebied

Type woongebied Bevolkingsdichtheid (pers./ha)

Notitie Litera- Zuid- Apel- Dalfsen En- “Aanbevolen”

[3] tuur [7] Holland doorn schede gemiddelden

Natuurgebied 0 0 0 0 0

(bos, water,

hei e.d.)

Buitengebied 1 1 1 1 1 1

(agrarisch)

Incidentele 10 10 4 5 6 3 5

woonbebouwing

Rustige woonwijk 40 40 20 30 20 30 25

(0% hoogbouw)

Drukke woonwijk 80 70 60 70 70 70

(25% hoogbouw)

Stadsbebouwing 120-255 100-150 130 110 120

(85% hoogbouw)

In hoofdstuk 4 wordt nader ingegaan op de aspecten aanwezigheid gedurende de dag en de nacht

en de verdeling van het verblijf binnenshuis/buitenshuis.



3. Andere gebieden

3.1 Industriegebied

Uit deel 2 van de 4e algemene bedrijfstelling van het Centraal Bureau voor de Statistiek [4] is

informatie beschikbaar omtrent het aantal werkzame personen en het terreinoppervlak van de

verschillende SBI bedrijfsklassen (SBI = standaard bedrijfsindeling).

Onder werkzame personen worden alle personen verstaan die gemiddeld 15 uren of meer per week

feitelijk werkzaam zijn.

Onder terreinoppervlak wordt gerekend zowel het bebouwde als het onbebouwde in gebruik zijnde

oppervlak.

Uit deze gegevens volgen globale personeelsdichtheden, aantal personen per hectare, voor de

verschillende bedrijfstakken.

Bedrijfstak Oppervlak per Werkzame Personeels-

vestiging personen per dichtheid

vestiging

(ha/vest.) (pers./vest.) (pers./ha)

0. Landbouw en visserij 2 6 3

(uitgezonderd landen

tuinbouwbedrijven

1. Delfstoffenwinning 10 30 3

2/3 Industrie 0,6 25 40

4. Openbare nutsbedrijven 9 50 6

5. Bouwnijverheid en 0,16 12 75

-installatiebedrijven

6.1/6.6 Handel 0,1 4 40

6.7 Hotel- en restaurantwezen 0,4 3 8

6.8 Reparatie gebruiksgoederen 0,1 5 50

7. Transport- en opslagbedrijven 0,7 11 15

8. Bank- en verzekeringswezen, 0,1 8 85

zakelijke dienstverlening

(uitgezonderd overheid)

9. Overige dienstverlening (ge- 0,1 3,5 35

deeltelijk) (uitgezonderd o.a.

onderwijs, gezondheidszorg)

Uit deze inventarisatie is globaal onderscheid te maken in 3 categorieën:

Personeelsdichtheid Bedrijfstak

Laag 5 pers./ha 0-1-4-6.7-7

Midden 40 pers./ha 2/3-6.1/6.6-6.8-9

Hoog 80 pers./ha 5-8



Binnen de bedrijfstakken bestaan grote verschillen in personeelsdichtheid per type en grootte bedrijf.

De gegeven cijfers kunnen dus slechts als globale indicaties worden gebruikt.

Bij arbeidsintensieve bedrijven en kantoren in bank- en verzekeringswezen kan de personeels-

dichtheid oplopen tot 200 pers./ha of meer.

Over het algemeen zijn in de kantoren alleen personen overdag aanwezig, maar in bedrijven waar in

ploegendiensten wordt gewerkt zijn ook ’s nachts personen aanwezig.

In de notitie [3] worden geen personeelsdichtheden gegeven voor bedrijven en kantoren, maar

slechts indicaties van aantal werknemers per kantoor en bedrijf. Wel worden indicaties gegeven voor

het aantal aanwezigen verdeeld over dag/nacht en binnen/buiten, zie tabel 1. Daaruit volgt dat

gedurende de dag steeds 100% aanwezig is en dat gedurende de nacht 1% van het

kantoorpersoneel aanwezig is en 21% van het bedrijfspersoneel. Bij de 100% aanwezigheid overdag

is geen rekening gehouden met deeltijdbanen of andere afwezigheid van personeel.

3. 2 Recreatiegebied

Het aantal aanwezigen op een recreatiegebied is erg moeilijk te schatten. Er zijn niet altijd mensen

aanwezig, zodat een bepaalde kans op aanwezigheid moet worden gehanteerd.

De aanwezigheid van mensen is sterk afhankelijk van het seizoen, weerscondities en dag van de

week.

Verschillende soorten recreatiegebieden kunnen worden onderscheiden, zoals overdekte die minder

seizoensafhankelijk zijn en onoverdekte, zoals stranden, speel- en dierentuinen en parken.

Bij enkele gemeenten zijn capaciteitsgegevens opgevraagd van kampeerbedrijven. Hieruit zijn de

volgende globale aanwezigheidsgegevens afgeleid:

Ruim opgezette kampeerbedrijven : ± 17 standplaatsen/ha en 3,5 personen/

standplaats = 60 personen/ha.

Overige kampeerbedrijven : 37 standplaatsen/ha en 3,5 personen/

standplaats = 130 personen/ha.

Dit laatste gegeven komt goed overeen met de inschatting in notitie [3].

In notitie [3] worden de volgende globale aanwezigheidsgegevens gehanteerd:

Ruimtelijke bestemming nr. 14: campings, bungalows, stacaravans, volkstuinen met tuinhuisjes.

– bungalows:

25 eenh./ha en 3 tot max. 6 pers./eenh. = 125 pers./ha

– stacaravans:

40-50 eenh./ha en 3,5 tot max. 5 pers./eenh. = 200 pers./ha

– toeristische standplaats:

60 eenh./ha en 2,5 tot max. 4 pers./eenh. = 180 pers./ha

Opmerkingen: De aanwezigheidsgegevens hebben betrekking op de zomerperiode (± 40% van het

jaar). In vakantieperioden en in de weekenden zijn er pieken. Op de topdagen kunnen er op

aantrekkelijke plaatsen 75 eenheden/ha = 225 personen/ha staan.



Ruimtelijke bestemming nr. 15: buitensport en -recreatie, in het weekend, ’s avonds en zomers.

– extensief gebruik : 36 pers. /ha

– intensief gebruik b.v. openluchtzwembad : 500 personen

– zeer intensief gebruik, b.v. dierentuin, pretpark : 2500 pers./dag



4. Verblijf binnen/buiten, dag/nacht

Voor het bepalen van het aantal betrokkenen bij een incident zijn naast bevolkingsdichtheden ook

gegevens nodig met betrekking tot aanwezigheid en verblijf binnenshuis/buitenshuis.

Afhankelijk van het effect kan het verblijf binnenshuis al dan niet bescherming bieden.

Bij warmtestraling en een toxische gaswolk biedt het verblijf binnenshuis bescherming. In studies

wordt vaak een beschermingsfactor toegepast. Voor een toxische gaswolk is die afhankelijk van het

ventilatievoud van de ruimte, de passagetijd van de wolk en de verblijftijd binnenshuis.

Verblijf binnenshuis kan ook leiden tot persoonlijk letsel, bijvoorbeeld bij rookontwikkeling

binnenshuis en door instorten van het gebouw tengevolge van een explosie.

In TNO-studies zijn in het verleden veelal de volgende waarden gehanteerd:

overdag : 80% binnen en 20% buiten

’s nachts : 95% binnen en 5% buiten

In de Covo-studie [6] en in het Technica-programma wordt gerekend met een populatie buiten gelijk

aan 1% van de totale populatie en een populatie binnen gelijk aan 99%.

In artikel [2] is geïnventariseerd hoe een persoon zijn tijd gemiddeld indeelt en waar verblijft:

thuis, binnen : 69% van de tijd

elders, binnen : 24% van de tijd

buiten (inclusief reistijd) : 7% van de tijd

Deze percentages zijn onder meer afhankelijk van weersomstandigheden en seizoen en van

persoonlijke eigenschappen zoals leeftijd en beroep.

In artikel [7] is aangegeven hoeveel mensen in een woongebied aanwezig zijn op verschillende

tijdstippen:

schooltijd 8.00 - 16.00 uur : 50%

werktijd 8.00 - 18.30 uur : 70%

’s nachts 18.30 - 8.00 uur : 100%

Hierbij is geen rekening gehouden met seizoensverschillen of verschillen gedurende de week.

In [7] wordt ook onderscheid gemaakt naar de meer kwetsbare bevolkingsgroepen, zoals jonge

kinderen, bejaarden en zieken. Deze groep vormt circa 25% van de totale bevolking. Deze

bevolkingsgroep zal zich circa een half uur per dag buiten bevinden. Terwijl de overigen circa een uur

per dag buiten verblijven. Gedurende de nacht bevindt zich 1% van de bevolking buiten (niet de

kwetsbare bevolkingsgroep). Uit bovenstaande volgt dat overdag 7% van de bevolking zich buiten

bevindt.

In tabel 1 worden voor de ruimtelijke bestemmingen een verdeling binnenshuis/buitenshuis voor de

dag en de nacht weergegeven uit notitie [3].

De in de literatuur geïnventariseerde verblijfcijfers kunnen nogal verschillen, verblijfcijfers variëren

onder andere tengevolge van jaargetijde, weersomstandigheden, dag van de week en tijdstip van de

dag. De gegevens kunnen dus slechts als globale indicaties worden gebruikt.



Voor schadeberekeningen wordt momenteel ter vereenvoudiging aangenomen dat personen op de

plaats blijven waar ze zijn. Maar mensen zullen zich verplaatsen. Een goede rampbestrijding kan het

aantal slachtoffers sterk beperken door juiste maatregelen te nemen ten aanzien van

verplaatsingsmogelijkheden van personen, bijvoorbeeld binnen blijven of naar binnen gaan en

ramen, deuren en kieren sluiten of evacueren naar een veilig gebied.



5. Aanbevolen methodiek

In voorgaande hoofdstukken zijn de verschillende aanwezigheidsgegevens zoals ze vanuit de

literatuur geïnventariseerd zijn beschreven en geëvalueerd.

In dit hoofdstuk is aan de hand van de geïnventariseerde gegevens de methodiek aangegeven die

aanbevolen wordt om te hanteren bij het uitvoeren van risico-analyses.

Benodigde gegevens zijn het aantal aanwezigen gedurende de dag en de nacht en de

verblijfpercentages binnenshuis/buitenshuis in het betrokken schadegebied.

In risico-analyses leiden onzekerheden in bevolkingsgegevens tot proportionele onzekerheden in de

berekende aantallen slachtoffers. Echter onzekerheden in schade-afstanden leiden tot

onzekerheden die veel groter zijn dan proportioneel.

Zoals ook in [7] is aangegeven zijn gedetailleerde aanwezigheidsgegevens nodig voor een

betrouwbare schadeschatting indien het schadegebied klein is. Indien het betrokken gebied groot is,

kan voor een redelijk betrouwbare schadeschatting volstaan worden met meer globale

aanwezigheidsgegevens.

Methodiek aanwezigheidsgegevens

Het verdient algemeen de voorkeur om in risico-analyses gedetailleerde en actuele

bevolkingsgegevens te hanteren, die veelal beschikbaar zijn bij de gemeenten of de planologische

diensten.

Indien dergelijke gegevens niet beschikbaar zijn kan volstaan worden met de volgende aanpak.

In een klein gebied, (in [7] wordt 400 m gehanteerd) rondom de installatie waarop de risico-analyse

betrekking heeft, dient uitgegaan te worden van gedetailleerde gegevens. Daartoe kan vanaf een

kaart van de omgeving het aantal woningen geteld worden, dat vermenigvuldigd wordt met het

gemiddelde aantal aanwezigen per woning van 3.

Voor een groter schadegebied kan volstaan worden met een indeling van het gebied naar type

bestemmingen, waarbij de volgende globale bevolkingsdichtheden zijn geïnventariseerd:

bevolkingsdichtheid

type gebied (personen/ha)

- woongebieden : natuurgebied 0

buitengebied 1

incidentele woonbebouwing 5

rustige woonwijk 25

drukke woonwijk 70

stadsbebouwing 120

- industriegebieden : personeelsdichtheid laag 5

midden 40

hoog 80

- recreatiegebied : kampeerbedrijf 130

(alleen gedurende toeristische plaats 200

de zomerperiode)



Verblijf dag/nacht, binnen/buiten

Voor woongebieden wordt voor de nacht een aanwezigheidspercentage van 100% gehanteerd.

Gedurende de dag zal 30% tot 70% in woongebieden aanwezig zijn. Wanneer echter binnen het

gedefinieerde woongebied ook scholen en/of werkgelegenheid aanwezig zijn kan als

aanwezigheidspercentage 100% worden genomen.

Voor industriegebieden geldt overdag een aanwezigheidspercentage van 100%. Indien in bedrijven

Is nachts wordt doorgewerkt is het aanwezigheidspercentage circa 20%, zo niet dan circa 0%.

Het verblijf gedurende de dag en de nacht voor een recreatiegebied hangt sterk af van het type

recreatie. Indien het moeilijk is in te schatten kan voor zowel de dag als de nacht 100% worden

aangenomen.

Gemiddeld zijn overdag 7% van de aanwezigen buiten en Is nachts 1% [7]. Deze verdeling kan

gehanteerd worden voor de woon- en werk gebieden, tenzij anders bekend is, bijvoorbeeld specifiek

buitenwerk.

Voor recreatiegebieden dient het type recreatie geïnventariseerd te worden, specifiek qua binnen

en/of buitenrecreatie.

De in deze studie gepresenteerde gegevens kunnen slechts een globale indicatie zijn, daar

aanwezigheidsgegevens binnen de verschillende onderscheiden categorieën sterk kunnen

verschillen en afhankelijk zijn van een groot aantal nader te kwantificeren factoren, zoals:

– jaargetijde

– weersomstandigheden

– dag van de week

– tijdstip van de dag

– leeftijd, beroep en leefgewoonten van verschillende personen.



6. Literatuur

[1] N.J. Glickman, M.J. White.

Urban land-use patterns: an international comparison.

Environment and Planning A, 1979, volume 11, pages 35-49.

[2] K. Sexton, R. Letz, J.D. Spengler.

Estimating human exposure to N02: An indoor/outdoor modeling approach.

Environmental Research, 1983, volume 32, pages 151-166.

[3] D. v.d. Brand, mw. S. Fiebelkorn.

Notitie: Aanwezigheidsgegevens ten behoeve van Schadeberekeningen.

Provinciale Waterstaat Zuid-Holland, Provinciale Planologische

Dienst, februari 1985.

[4] Centraal Bureau voor de Statistiek. 4e Algemene Bedrijfstelling 1978. Deel 2. Algemene

sectorale gegevens.

[5] Centraal Bureau voor de Statistiek. Statistisch Zakboek 1985.

[6] A report to the Rijnmond public authority.

Risk analysis of six potentially hazardous industrial objects in the Rijnmond area, a pilot study.

November 1981.

[7] J.I. Petts, R.M.J. Withors, F.P. Lees.

The assessment of major hazards: the density and other characteristics of the exposed

population around a hazard source.

Journal of Hazardous Materials, 14 (1987) 337-363.

[8] LPG-Integraal.

Vergelijkende risico-analyse van de opslag, de overslag, het vervoer en het gebruik van LPG en

benzine.

MT-TNO, mei 1983.



Tab

el 1

Sam

enva

ttin

g n

oti

tie:

Aan

wez

igh

eid

sgeg

even

s te

n b

eho

eve

van

sch

adeb

erek

enin

gen

-

D.v

.d.B

ran

d e

n m

w.S

.Fie

bel

korn

[3]

Rui

mte

lijke

bes

tem

min

gA

anta

l aan

wez

igen

% b

inne

n/bu

iten

dag

avon

d +

nach

t

1.w

onin

gen,

3 in

won

ers/

woo

neen

heid

36/6

492

/8

– in

cide

ntel

e w

oonb

ebou

win

g, la

agbo

uw10

/ha

– ze

er la

ge d

icht

heid

woo

nbeb

ouw

ing,

laag

bouw

40/h

a

– ru

stig

e w

oonw

ijk, i

ncid

ente

le fl

ats

80/h

a

– dr

ukke

woo

nwijk

, laa

gbou

w +

flat

s12

0/ha

– ho

ogst

e di

chth

eid,

flat

s25

5/ha

zeer

kle

inkl

ein

mid

delg

root

groo

tze

er

inci

dent

eel

groo

t

2.W

oonw

agen

cent

ra e

n w

oons

chep

en9/

loca

tie30

/loca

tie12

0/lo

catie

38/6

293

/7

3.Z

ieke

nhui

s, v

erpl

eegt

ehui

s,60

bed

den

=30

0 be

dden

=60

0 be

dden

=70

/10

33/6

beja

arde

nteh

uis,

san

ator

ium

240

pers

.1.

500

pers

.3.

000

pers

.

4.K

leut

er-,

bas

sisc

hool

20 p

ers.

50 p

ers.

200

pers

.50

0 pe

rs.

67/3

35/

11

5.V

oort

geze

t ond

erw

ijs20

0 pe

rs.

500

pers

.1.

000

pers

.71

/29

8/11

6.W

inke

lcen

tra,

-st

rate

n10

/win

kel

100/

ha50

0/ha

≥1.

000

33/4

67/

8

7.K

anto

or10

per

s.10

0 pe

rs.

1.00

0 pe

rs.

> 2.

000

pers

.86

/14

0/1

8.B

edrij

f5

pers

.10

0 pe

rs.

500

pers

.1.

000

pers

.78

/22

11/1

0



(ver

volg

tabe

l 1)

Aan

tal a

anw

ezig

en%

bin

nen/

buite

n

Rui

mte

lijke

bes

tem

min

gze

er k

lein

klei

nm

idde

lgro

otgr

oot

zeer

dag

avon

d +

inci

dent

eel

groo

tna

cht

9.H

orec

a (h

otel

)10

per

s.50

per

s.25

0 pe

rs.

17/2

191

/2

10.

The

ater

/bio

scoo

p50

per

s.10

0 pe

rs.

200

pers

.41

/10

27/9

11.

Ker

k10

per

s.50

per

s.25

0 pe

rs.

48/1

229

/7

12.

Spo

rtha

l, ov

erde

kt z

wem

bad

50 p

ers.

100

pers

.1.

000

pers

.67

/25

25/1

3

13.

Sta

tion

50 p

ers.

500

pers

.1.

000

pers

.25

/25

8/7

14.

Cam

ping

, vol

kstu

in +

tuin

huis

12/8

876

/24

– bu

ngal

ows

125/

ha

– st

acar

avan

s20

0/ha

– to

eris

tisch

e st

andp

laat

s18

0/ha

, op

topd

agen

225

/ha

15.

Spo

rt e

n re

crea

tie b

uite

n0/

950/

19

– ex

tens

ief g

ebru

ik25

/ha

– in

tens

ief g

ebru

ik50

0 pe

rs.

– ze

er in

tens

ief g

ebru

ik2.

500/

dag

16.

Bel

angr

ijke

auto

weg

en16

.000

aut

o’s/

etm

aal/r

ijstr

ook

5050

– fil

e10

0 au

to’s

/km

/rijs

troo

k

– rij

dend

20 a

uto’

s/km

/rijs

troo

k



Opmerkingen bij tabel 1

* De tabel is opgesteld door planologen. Voor een 16-tal onderscheiden ruimtelijke bestemmingen

zijn aanwezigheidgegevens gepresenteerd. Een aantal ruimtelijke bestemmingen is verder

onderverdeeld in enkele aanwezigheidsklassen.

* De percentages binnen en buiten voor dag en nacht zijn uit notitie [3] afgeleid, door de volgende

etmaalverdeling voor dag en nacht te hanteren:

– dag : 8.00 - 18.00 uur

– nacht : 18.00 - 8.00 uur.

* De sommatie van het percentage binnen en buiten geeft het percentage aanwezigen dat

gemiddeld aanwezig is. Dit hoeft dus niet altijd 100% te zijn, daar voor veel ruimtelijke

bestemmingen geldt dan niet gedurende de gehele dag of nacht de genoemde aantallen

personen aanwezig zijn.

* Voor ruimtelijke bestemmingen 14 (camping) en 15 (sport en recreatie buiten) geldt dat de

aanwezigheidspercentages betrekking hebben op de zomer periode (circa 40% van het jaar).



Methoden voor het bepalen van mogelijke schade · 2019-09-20 · Het betreft een herziening van CPR...

Documents

Transcript of Methoden voor het bepalen van mogelijke schade · 2019-09-20 · Het betreft een herziening van CPR...