fire test experiment

8/17/2019 fire test experiment

http://slidepdf.com/reader/full/fire-test-experiment 1/35

SINTEF RAPPORTTITTEL

Brannlast for (prosess)utstyr

FORFATTER(E)

Geir Berge og Øyvin Brandt

OPPDRAGSGIVER(E)

Norges branntekniskelaboratorium as

Postadresse: 7465 TrondheimBesøksadresse: Tiller Bru, Tiller

Telefon: 73 59 10 78Telefaks: 73 59 10 44E-post: [email protected]: nbl.sintef.no

Foretaksregisteret: NO 982 930 057 MVA

Oljedirektoratet

RAPPORTNR. GRADERING OPPDRAGSGIVERS REF.

NBL A03111 Åpen Harald OlstadGRADER. DENNE SIDE ISBN PROSJEKTNR. ANTALL SIDER OG BILAG

10718301 35ELEKTRONISK ARKIVKODE PROSJEKTLEDER VERIFISERT AV (NAVN, SIGN.)

RapportA03111.doc Geir Berge Kristen Opstad ARKIVKODE DATO GODKJENT AV (NAVN, STILLING, SIGN.)

2003-02-24 Kjell Scmidt Pedersen, Adm. dir.SAMMENDRAG

Det er gjennomført en studie med hensikt å klarlegge relevant varmebelastning på (prosess)utstyr iforbindelse med brann som en ulykkeshendelse. Varmebelastningen ble utført med et varmeelementoppvarmet med elektrisitet. Prøveobjektet var et sylindrisk rør med indre diameter på 177 mm og enveggtykkelse på 12,5 mm. Røret hadde lengden 1113 mm og var av karbonstål. Oppvarmingsenheten

besto av elektrisk ledende skinner og ringer som sammen med varmeelementet formet en sylinder.Oppvarmingsenheten hadde en indre diameter på 300 mm og omsluttet prøveobjektet. Det ble kjørt 7tester som er dokumentert i denne rapporten.

Det er videre gjennomført beregninger av noen av prøvene og sammenlignet med en jetbranntest.Sammenligningen indikerer at en varmelast på 180 kW/m2 vil kunne representere den aktuelle

branntesten.

To prosedyrer for design av trykksatte prosess-systemer når disse er eksponert for brann, er evaluert.Generelt er prosedyrene positivt vurdert, men det er rom for forbedringer. Noen forbedringer er foreslått.

STIKKORD NORSK ENGELSK

GRUPPE 1 Sikkerhet Safety

GRUPPE 2 Brann Fire

EGENVALGTE Brannlast Heat load

Prosessutstyr Process equipment



2

INNHOLDSFORTEGNELSE

1 Introduksjon ...........................................................................................................................3

2 Problembeskrivelse ................................................................................................................3

3 Varmebelastning av prosessutstyr........................................................................................33.1 Eksperimentaloppsett........................................................................................................33.2 Instrumentering...............................................................................................................123.3 Resultater av forsøk ........................................................................................................14

3.3.1 Forsøk med tørt rør, Pros03 ...............................................................................153.3.2 Forsøk med tørt rør, Pros04 ...............................................................................16

3.3.3 Forsøk med tørt rør, Pros05 ...............................................................................173.3.4 Forsøk med tørt rør, Pros09 ...............................................................................183.3.5 Forsøk med vann, Pros06...................................................................................203.3.6 Forsøk med vann, Pros07...................................................................................213.3.7 Forsøk med vann, Pros08...................................................................................22

3.4 Konklusjon på forsøkoppstilling ....................................................................................23

4 Sammenligning med jetbrann.............................................................................................24

5 Evaluering av prosedyre for beskyttelse av prosessystemer............................................265.1 Kommentarer til Statoil/Norsk Hydro prosedyren .........................................................275.2 Kommentarer til prosedyre fra ”The Institute of Petroleum”.........................................32

5.3 Avsluttende kommentar..................................................................................................34

6 Referanseliste........................................................................................................................35



3

1 Introduksjon

Hva er en relevant brannlast? Det har gjennom tidene vært gjort mye forskning på brann. Mangetester er utviklet, og mange koder er benyttet. Likevel kan vi ikke med sikkerhet si hva som er en

relevant brannbelastning.

Noe av problemet er at brann ikke er et entydig begrep, men et resultat av mange tilfeldigeomstendigheter. Det er store variasjoner i brennstoff, tilgang på oksygen, innflytelse fraomgivelser, osv. Med andre ord, en flamme kan se ut på mange forskjellige måter og

brannbelastningen vil variere tilsvarende.

I tillegg til stor variasjon i selve flammen kommer problemet med modellering av selve brannlasten. Å eksponere en gjenstand for en flamme er ikke noe eksperimentelt problem. Detsom er problemet er å fastslå hvilke belastning gjenstanden fikk, reelt sett. Varmebelastning fra enflamme domineres av to varmeoverføringsmekanismer: konveksjon og stråling. Disse to

mekanismene er fysisk sett svært forskjellige og vil variere med forskjellige parametere. Selv omtemperaturen i flammen er en viktig parameter for begge mekanismene, reagerer de ulikt påtemperaturutviklingen.

Belastningsprofilen fra de to varmeoverføringsmekanismene varierer over eksponeringstiden. Detvil med andre ord si at vi kan eksponere en gjenstand med en flamme og vi kan se resultatet, menvi kan ikke med sikkerhet si hvor stor varmebelastningen fra flammen var. Det siste er et vesentlig

problem fordi det er nettopp varmebelastningen vi benytter i våre matematiske modeller veddimensjonering av utstyr og komponenter. Det er derfor vesentlig for et pålitelig resultat at det er en god korrelasjonen mellom eksperiment og beregningsmetoder.

Bakgrunnen for denne rapporten er problemstillingen som nevnt ovenfor. Hva er en relevantvarmelast og hvordan skal den modelleres?

2 Problembeskrivelse

Ideen bak prosjektet er å lager en modell som vi eksponerer for en kjent varmelast. Resultatet avvarmelasten kan måles og observeres. Ved å sammenligne responsen på prøvestykket medresponsen fra samme type prøvestykke eksponert for flamme, kan vi finne hvilke varmelast

prøvestykket blir utsatt for fra flammen. Vi kan så overføre erfaringene fra eksperimentene inn imatematiske modeller og gjenskape resultatet matematisk.

På bakgrunn av eksperimentene kan vi så evaluere de anvendte varmelaster som gis i koder,standarder og aktuelle prosedyrer opp mot de verdier som kommer frem i dette prosjektet.

3 Varmebelastning av prosessutstyr

3.1 Eksperimentaloppsett

Utgangspunktet for prosjektet var å kunne kontrollere eksponert varmelast på en bedre måte enndet som er mulig ved flammebelastning. Det ble derfor bygget en elektrisk ovn som skulle gi enkontrollerbar belastning over hele prøvestykket. Ovnen måtte kunne gi en effekt på opp til 350kW/m2 jevnt fordelt over prøvestykket. Det ble diskutert å kjøre testene i vakuum for i størstmulig grad å unngå konveksjon.



4

Det ble etter hvert klart at det ikke fantes kommersielt tilgjengelige ovner som ville tilfredsstillede kravene som ble stilt. Flere alternativer til løsning ble vurdert, men det ble til slutt konkludertmed en løsning der ovnen ble konstruert som en sylinder med en tynn folie som varmeelement.

Det ble også vurdert om oksidasjon av varmeelementet ville være et problem ved høyetemperaturer. Et alternativ til vakuum ville i så fall være dekkgass. Bruk av vakuum ble sløyfet pågrunn av kostnad og tidsrammen for prosjektet. Det ble også kjent at en nok måtte ned i svært lavetrykk for å eliminere konveksjon. I stedet ble begge endene av oppvarmingsenheten tettet medisolasjon slik at oppvarmet luft i størst mulig grad ville bli stengt inne i systemet. Det synte segogså at oksidasjon av folien ikke ble registrert som et problem under prøving.

Det ble besluttet å benytte trefasestrøm med lav strømstyrke (48V) og varmeelementene kobletsom en trekantkobling. Se Figur 1.

A

B

C

Figur 1 Figuren vise prinsippet for kobling av varmeelementene ioppvarmingsenheten.

Figur 2 viser den praktiske oppbyggingen av selve oppvarmingsenheten. Folien som utgjør varmeelementene ble spent opp mellom tre kobberringer. Kobberringene ble knyttet sammen tilen trekantkobling ved bruk av kobberskinner. Folien blir festet til kobberringene ved en klemringsom skrues fast til kobberringen med gjennomgående skruer. Lengden på de tre foliene tilstrebes

så lik som mulig.

Folien som former et rør har en innvendig diameter på 300 mm og en lengde på 1063 mm. Hver folie har da en effektiv lengde på 354 mm. Folien er 0,05 mm tykk. Motstanden itrekantkoblingen ble målt til 18,3 mΩ før forsøkene ble gjennomført. Figur 3 viser et bilde avvarmeelementet etter montering av folien.



5

1 0 8 33 0 0

1 0 6 3

Figur 2 Figuren viser oppbygging av oppvarmingsenheten. De lyseblå områdene angirfolien som utgjør den elektriske motstanden, med andre ord varmeelementet.

De brune delene er kobberskinner som utgjør de elektriske lederne. Den

mørkeblå delen er isolasjon for å hindre varmetap til omgivelsene fravarmeelementene og for å hindre eksponering av kobberskinnene.

Figur 3 Bilde av varmeelement etter at folien er montert i kobberringene.

Figur 4 Varmeelementet fotografert etter isolering.



6

Figur 5 Figuren viser varmeelementet fotografert på innsiden. Klemringen som

holder folien på plass er vist i forkant.

For å kunne levere høy effekt ved lav spenning trengs en trafo og ett reguleringssystem for åregulere inngangseffekten til trafoen. Utstyret ble levert av Siemens i Trondheim med følgendespesifikasjoner:

• Trefase transformator i egen kapsling:Inngangsspenning 3 x 400 VUtgangsspenning 3 x 48 VYtelse 300 kW over en begrenset periode, 150 kW kontinuerlig

• Regulator type SIVOLT/SIPARTTrefase innsnitt regulator for trinnløs regulering av effekt, AUTO/MANUELLTemperaturregulator med inngangsignal 4 – 20 mA, for tilkobling av K-termoelementInngangsspenning 3 x 400 VUtgangsspenning 3 x 400 V innsnittYtelse 300 kW over en begrenset periode, 150 kW kontinuerlig

Figur 6, Figur 7 og Figur 8 viser reguleringsenheten, betjeningspanelet og sammenstilling av prøvestanden med trafo.



7

Figur 6 Bildet viser reguleringsenheten for regulering av tilført effekt.

Figur 7 Figuren viser betjeningspanelet samt regulatoren for regulering av tilført

effekt.



8

Figur 8 Figuren viser sammenstilling av forsøkstanden med røret somoppvarmingsenheten er plassert inne i, trafoen (nede til venstre i bildet),

regulatoren som regulerer effekten samt panelet for betjening av utstyret.

Oppvarmingsenheten settes inn i en sylinder for å holde kobberringene på plass. Figur 9 viser oppbyggingen av selve prøvestanden. Hele systemet plasseres inne i et rør som fungerer som enramme for utstyret. Oppvarmingsenheten står på isolerende føtter inne i røret slik at det ikke er elektrisk kontakt mellom det ytre røret og oppvarmingsenheten. Se Figur 10.



9

Figur 9 Sammenstilling av prøvestand. Ytterst vises støtterøret som holderoppvarmingsenheten på plass. Inne i oppvarmingsenheten monteres

prøvestykket som lagres opp på bukker i hver ende. I hver ende avoppvarmingsenheten monteres isolasjon.

Figur 10 Bildet viser oppvarmingsenheten montert i røret som benyttes som støtte.

Støttene som isolerer varmeelementet fra støtterøret vises i front.



10

Inne i oppvarmingsenheten monteres prøvestykket. Prøvestykket opplagres på en bukk i hver endeslik at høyden kan justeres. Figur 12 viser en målsatt skisse av prøvestykket. Figur 11 viser

prøvestykket montert inne i oppvarmingsenheten.

Figur 11 Bildet viser prøvestykket montert inne i oppvarmingsenheten.

17720

12.5

1110

110

110

12 51

1093

202

23

21

340

Figur 12 Målsatt skisse av prøvestykket.



11

Figur 13 Bildet viser prøvestykket før eksponering.

Det ble gjennomført prøvekjøring av systemet før kjøring av tester. Figur 14 viser varmeelementetved oppvarming til ca. 600 °C.

Figur 14 Figuren viser varmeelementet i glødet tilstand tatt under prøvekjøring avanlegget.



12

3.2 Instrumentering

Figur 15 viser instrumentering av oppvarmingsenheten. Termoelementene ble tråklet inn i folienmed spissen på innsiden av folien (mot prøvestykket).

Tabell 1 Beskrivelse av plassering av termoelement for oppvarmingsenhet.

TEMO-

ELEMENTNR.

Plassering

H1 Termoelementet er festet i øvre del av folien lengst til venstre, se Figur 15.H2 Termoelementet er festet i øvre del av folien i midten, se Figur 15.H3 Termoelementet er festet i øvre del av folien lengst til høyre, se Figur 15.H4 Termoelementet er festet i nedre del av folien i midten, se Figur 15.H5 Termoelementet ble boret inn i kopperring nummer 3, talt fra venstre på Figur 15 og

måler temperaturen på kobberet.H6 Termoelementet måler temperaturen på luften mellom varmeelementet og røret.

Termoelement H2 ble knyttet til regulatoren på strømforsyningen for å regulere temperaturen påoverflaten til varmeelementet. Dette termoelementet ble følgelig ikke tatt med i loggesystemet.Instrumentering av prøvestykket er illustrert i Figur 16.

H1 H3

H4

H5

A

BC

H6H2

H2 er koblet til styreenhet og logges ikkeFigur 15 Figuren viser instrumentering av oppvarmingsenheten.



13

T1

T2

T3

T4

T5

T6

P1

1110500

1/3 H

H

H=177

2/3 H

T7

T8

250

A

A

Snitt A-A

51

Figur 16 Figuren viser instrumentering av prøvestykket.

Tabell 2 Beskrivelse av plassering av termoelementer på prøvestykket.

Temo-

elementnr.

Plassering

T1 Termoelementet er festet øverst i røret 500 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset.Se Figur 16.

T2 Termoelementet er festet i 2/3 av røyrhøyden 500 mm fra kanten, ca. 2mm inne igodset. Se Figur 16.

T3 Termoelementet er festet i 1/3 av røyrhøyden 500 mm fra kanten, ca. 2mm inne igodset. Se Figur 16.

T4 Termoelementet er festet i nede i røret 500 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset.Se Figur 16.

T5 Termoelementet er festet øverst i røret 250 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset.Se Figur 16.

T6 Termoelementet er festet nederst i røret 250 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset.Se Figur 16.

T7 Termoelementet er plassert i øvre halvdel av røret og måler gasstemperatur ca. 500mm inne i røret

T8 Termoelementet er plassert i væskesonen ca. 500 mm fra åpningen i de tilfellene det

er vann i røret og i omgivelsesluften når røret ikke inneholder vann.P1 Når det er vann i røret registreres trykket. Innløpet til trykkmålesystemet plasseresca. midt i røret.



14

Figur 17 Bildet viser plassering av termoelementene inne i prøvestykket.

3.3 Resultater av forsøk

Det ble til sammen kjørt 7 forsøk. Alle utført på prøvestykket som beskrevet i kapittel 3.2. Det bleutført 4 forsøk med tørt rør og 3 forsøk med 1 kg vann inne i prøvestykket. Se Tabell 3. Resultatetav forsøkene er gjengitt i de påfølgende underkapitlene.

Tabell 3 Oversikt over utførte eksperimenter

Temperatur C Varmefluks kW/m2 Tørt tør Rør med 1 kg vann

500 20 Pros03 Pros06700 50 Pros04 Pros07900 100 Pros05 Pros081200 260 Pros09

I figurene med resultat fra prøvestykket (objektet) er det også vist beregnet svart strålingsfluks på basis av målt overflatetemperatur på varmeelementet. Temperaturene er midlet og svart stråling er utregnet etter Stefan-Boltzmann ligning:

4T q σ =& [W/m2] der σ = 5.67⋅10-8 W/m2K 4



15

3.3.1 Forsøk med tørt rør, Pros03

Objekt

0

50

100

150

200

250

300

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]

T e m p e r a t u r [ ° C ]

0

5

10

15

20

25

F l u k s [ k W / m 2 ]

T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp 0.25 T6 Bunn 0.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kW/m2

Figur 18 Resultat av målinger på prøvestykket. Varmefluksen (oransje kurve) fra

varmeelementet er regnet ut som svart stråling på grunnlag av målt

temperatur.

Varmeelement

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]

T e m

p e r a t u r

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

E f f e k t [ k W ]

H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kW]

Figur 19 Resultat av målinger på varmeelement. De første forsøkene var belagt mednoe støy. Dette ble etter hvert fjernet. De reelle verdiene ligger i overkant.



16


Objekt

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]


0

10

20

30

40

50

60

70

80

F l u k s [ k W / m 2 ]


Figur 20 Resultat av målinger på prøvestykket. Oransje kurve viser varmefluks fravarmeelementet basert på temperatur. Hoppene i kurven er støy på

målingene.

Varmeelement

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]

T e m p e

r a t u r

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

E f f e k t

[ k W ]


Figur 21 Resultat av målinger på varmeelement. Målingene har noe støy.



17


Objekt

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]


0

20

40

60

80

100

120

140

F l u k s [ k W / m 2 ]


Figur 22 Resultat av målinger på prøvestykket.

Varmeelement

0

200

400

600

800

1000

1200

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]

T e m p e r a t u r

0

20

40

60

80

100

120

E f f e k t [ k W ]


Figur 23 Resultat av målinger på varmeelement. De raske variasjonene er støy påmålingene.



18


Objekt

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]


0

50

100

150

200

250

300

F l u k s [ k W / m 2 ]



Varmeelement

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]

T e m p e r a t u r

0

10

20

30

40

50

60

70

80

E f f e k t [ k W ]


Figur 25 Resultat av målinger på varmeelement.



19

Figur 26 Figuren viser prøvestykket fotografert innvendig under forsøket (Pros09).

Termoelementene som er festet til røyrveggen er tydelig synlige.

Figur 27 Figuren viser prøvestykket fra enden tatt under forsøket.



20

3.3.5 Forsøk med vann, Pros06

Objekt

0

50

100

150

200

250

300

350

0 5 10 15 20 25 30 35

Tid [min.]


0

5

10

15

20

25

F l u k s [ k W / m 2 ]



Varmeelement

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35

Tid [min.]

T e m p e r a t u r

0

2

4

6

8

10

12

14

16

E f f e k t [ k W ]





21


Objekt

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 5 10 15 20 25 30 35

Tid [min.]


0

10

20

30

40

50

60

70

F l u k s [ k W / m 2 ]



Varmeelement

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 5 10 15 20 25 30 35

Tid [min.]

T e m p e r a t u r

0

10

20

30

40

50

60

E f f e k t [ k W ]





22


Objekt

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35

Tid [min.]


0

20

40

60

80

100

120

140

160

F l u k s [ k W / m 2 ]



Varmeelement

0

200

400

600

800

1000

1200

0 5 10 15 20 25 30

Tid [min.]

T e m p e r a t u r

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

E f f e k t [ k W ]





23

3.4 Konklusjon på forsøkoppstilling

Forsøkapparaturen som ble utviklet i prosjektet må karakteriseres som vellykket. Reguleringen avtilført effekt virket stabil og overflatetemperaturen som reguleringen arbeidet mot varierte godtinnenfor akseptable grenser. Etter som erfaringene med utstyret ble bedre ble resultatene også

bedre. Oppkjøring av effekten i begynnelsen av et eksperiment måtte gjøres manuelt. Noen aveksperimentene kunne vært kjørt opp raskere, men ettersom erfaringen med utstyret ble bedre var dette ikke et problem. Tilført effekt kan økes meget raskt når sammenhengen mellom pådrag ogoppnådd temperatur er kjent.

Intensjonen var å komme opp i en overflatetemperatur på 1300 °C på varmeelementet. Dette synteseg å være vanskelig. Den høyeste stabile temperaturen som ble oppnådd var 1200 °C. Dette bleoppnådd under siste eksperimentet. Det ble forsøkt å gå ennå høyere opp i temperatur, men dasmeltet varmeelementet. Varmeelementet smeltet på to plasser. Begge plassene var smeltesonen

jevnt rundt hele periferien.

Figur 34 Figuren viser noe av smeltesonen til nikkelfolien etter siste forsøk. Øverst ibildet viser termoelementet som måler overflatetemperaturen. Smeltesonen

går jevnt rundt hele periferien av varmeelementet.

Det ble anvendt nikkelfolie i varmeelementet med en smeltetemperatur på 1455 °C. Nikkelfoliekan benyttes opp til 1200 °C, men høyere temperaturer er den ikke egnet til. Et godt alternativ tilnikkelfolie er wolframfolie (W). Wolfram har en smeltetemperatur på 3407 °C, mindreutvidelseskoeffisient enn nikkel og større elektrisk motstan. Med Wolfram vil det være mulig åkomme opp i de temperaturene som er praktisk relevante for forsøkene. Prisen på wolframfolie er akseptabel, ca. 8 000 NOK for et sett med folier til oppvarmingsenheten.



24

Erfaringene fra forsøkene resulterte til en del potensielle forbedringer. Dette er imidlertidforbedringer med liten kostnad. Ved siden av bruk av wolframfolie i stedet for nikkelfolie vil detvære en fordel å anvende kopperskinner med større tverrsnitt inn til kopperringene som folien er

festet til. Dette vil redusere tapet i kopperet.

4 Sammenligning med jetbrann

Det er gjort noen sammenligninger med hjelp av beregninger med VessFire mellom målingene iPros05 og målinger for jetbrann dokumentert i ref. 2. Det er bra samsvar mellom beregningene ogde to målte tilfellene.

Maximum and minimum temperature in vessel shell

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 12 14

Time [min]

T e m p e r a t u r e v e s s e l s h e l l [ ° C ]

Averagecalculated temperature

T1 Case-5 T5 Case-5

Figur 35 Figuren viser sammenligning mellom beregnet og målt verdi for Pros05.

Som grunnlag for beregningene i Figur 35 er fluksmålingene som vist i Figur 22 benyttet. På basis

av målinger er det antatt en emissivitet for varmeelementet på 0,9 og for overflaten av prøvestykket 0,8. Det er videre antatt en overflatetemperatur på 900 °C og en karakterristisk lufthastighet omkring røret på 0,1 m/s..

Beregningene i Figur 37 er basert på data fra ref. 2. Rapporten beskriver en jetbranntest for etueksponert rør med ytre diameter på 457 mm, veggtykkelse på 25,4 mm og en lengde på 3 m.Røret er eksponert mitt på røret. Her er det benyttet en eksponeringsprofil som vist i Figur 36, enflammetemperatur på 1000 °C og en karakteristisk flammehastighet på 20 m/s. Stigningen i

profilen er identisk med den målte stigningen. Det er imidlertid stor spredning på måledataene for maksimal eksponert varmelast. 180 kW/m2 er i den øvre delen av skalaen. I tillegg er det her

benyttet en emissivitet på 1,0 for eksponert objekt, mens 0,9 er benyttet som emissivitet for

flammen.



25

Maximum and minimum heat flux from flame

0

20 000

40 000

60 000

80 000

100 000

120 000

140 000

160 000

180 000

200 000

0 2 4 6 8 10 12

Time [min]

H e a t f l u x [ W / m 2 ]

Maximum heat flux Minimum heat flux

Figur 36 Figuren viser eksponeringsprofil for beregningene utført for å sammenligne

med målinger i ref. 2. I dette tilfelle er minimum og maksimum flukssammenfallende.

Maximum and minimum temperature in vessel shell

0

200

400

600

800

1000

1200

0 5 10 15 20 25 30

Time [min]

T e m p e r a t u r e v e s s e l s h e l l [ ° C ]

Average calculated temperature Jett flame, Maximum temp. Jet flame, Average temp.

Figur 37 Figuren viser sammenligning mellom beregninger og målinger med jetbrann.

Målingene er dokumentert i ref. 2. Kurvene viser beregnet og målt verdi påståltemperaturen for et rør med karbonstål eksponert for en jetbrann.



26

Sammenligningen mellom de to beregningene viser at en varmebelastning som definert i Figur 36gir et rimelig representativt bilde av temperaturutviklingen for et rør av denne dimensjoneksponert for jetbrann. En kontinuerlig jevn belastning på 180 kW/m2 ser ut til å være rimelig. I

forhold til anbefalt verdi for jetbranner i NORSOK er dette en lav verdi. Det er likevel for tidlig åkonkludere med at verdiene oppgitt i NORSOK er for høye. Flere undersøkelser mågjennomføres. For det første er det vesentlig å få en bedre kontroll på emissivitetene somanvendes. For det andre må flere røyrdiametre undersøkes. Resultatene viser imidlertid at det er

behov for en grundig gjennomgang av problemstillingen.

5 Evaluering av prosedyre for beskyttelse av prosessystemer

De rådende standarder for design av prosess-systemer eksponert for brann har vært API 520 og521. Teknologien disse standardene bygger på er fra tidsperioden omkring 2. verdenskrig. Sidenden tid har både kunnskap og krav til sikker design endret seg, ikke minst som følge avutviklingen av oljeindustrien på norsk og britisk sokkel.

Kunnskap om brann og hva som påvirker forbrenningsprosessen har blitt vesentlig bedret de siste30 årene. Introduksjon av numeriske simuleringer har gitt økt forståelse av hva som skjer i et

brannforløp. Utover på 70 tallet nådde datamaskinene en såpas høy ytelse at det var mulig ågjennomføre rimelig nøyaktige beregninger av flammer. Dette gav grunnlag for bedre viten ogkombinert med praktiske forsøk har forståelsen av brann og hvordan brann utvikler seg tatt etlangt skritt fremover siden grunnlaget for API 520 og 521 ble etablert. Dette har gitt seg utslag ispesifikasjon av høyere belastninger i nye standarder. I første rekke har de nye kravene vært rettetmot bærestruktur. Først i de seneste årene har prosess-sikkerhet kommet opp som et tema der nykunnskap om brann har vært fokusert. Norsk Hydro reiste imidlertid problemstillingen så tidligsom i 1993, ref. 4, og utviklet til internt bruk et system for dynamisk beregning av effekten fra

brann mot prosessutstyr. Det ble også kjørt en rekke eksperimenter. Disse er imidlertid ikke gjortoffentlig tilgjengelig. I 1999 ble det på oppdrag fra HSE (Health & Safety Executive) utarbeideten rapport som skulle gi status på teknologien omkring brann mot prosessutstyr, ref. 3. Deaktuelle standardene fra API ble gjennomgått samt tilgjengelig kunnskap og verktøy ble kartlagt.Det ble i rapporten reist spørsmål om gyldigheten av API 520 i det svakheter både med grunnlagetog gyldigheten ble påpekt. Det ble også undersøkt hvilke alternative beregningsverktøy someksisterte. På det tidspunktet var VessFire, ref. 1, det eneste kommersielt tilgjengelige systemetsom handterte både den termodynamiske og den styrkemessige siden ved problemstillingen under en dynamisk utvikling.

Ettersom problemstillingen har blitt mer fokusert har det blitt åpenbart at det er behov for åendrede prosedyrene for design av prosess-sikkerhetssystemer. I 2001 ble det etablert et prosjektfinansiert av Statoil og Norsk Hydro der formålet var å komme opp med en ny prosedyre for design av trykksatte prosess-systemer. Første utgave ble utgitt i april 2002. Samtidig ble det satt igang et lignende prosjekt i Storbritannia som ble gjennomført i regi av The Institute of Petroleumi London. Denne prosedyren ble utgitt i oktober i 2002 og er i stor grad bygget over samme lestsom den norsk versjonen.

Hvilke krav må så stilles til en prosedyre for design av prosess-systemer for at sikkerheten skalivaretas etter moderne prinsipper? Følgende punkter kan settes opp:

1. Prosessdesign bør sees i sammenheng med design av det totale anlegget. Det vil si at

prosess-sikkerhet ikke kan subboptimaliseres ut fra et ensidig prosessbehov, men ut fra detoverordnede behovet som anlegget har. Det vil si at tiden det tar å bringe et prosessanleggtil en sikker tilstand må sees i sammenheng med behovet for tid til andre



27

beredskapsaktiviteter: evakuering, brannbekjempelse og skadebegrensning. Ref. ISO13702.

2. For å sette klare akseptkriterier må det være klart hvilke skader som kan aksepteres iforbindelse med en ulykkessituasjon. Dette har direkte innvirkning på prosessdesign ved at

det settes rammer for hvor stort ulykkespotensial som kan aksepteres innenfor et gittområde. Ikke bare personskader er viktig i denne sammenheng. Det er opplagt endifferanse mellom å akseptere at deler av et anlegg blir totalskadet og aksepteredestruksjon av en hel plattformen eller et landanlegget.

3. Prosedyren må være åpen for utvikling innen teknologi og viten. Både kunnskapsmessigog beregningsteknisk eksisterer det i dag muligheter til prediksjon av konsekvenser medstørre presisjon en tidligere Ny kunnskap bringer stadig nye problemstillinger opp tiloverflaten. En prosedyre eller en standard må ikke virke som en hindring for utviklingen.Det vil derfor være en fordel med en høy grad av funksjonalitetsbeskrivelse med begrensetvekt på konkrete løsninger.

Det er et viktig bidrag til økt prosess-sikkerhet at prosedyrer av denne karakter ser dagens lys.Dagens versjon er et vesentlig skritt på veien fremover og bringer inn en noe annerledes måte åtenke på enn det API 520 og 521 representerer. Det er likevel rom for forbedringer, som det alltidvil være. De kommentarene som her gis må derfor oppfattes som bidrag i en forbedringsprosess.

5.1 Kommentarer til Statoil/Norsk Hydro prosedyren

For å sette prosedyren inn i en sammenheng refereres det i innledningen til ISO 13702 og detvises til at prosedyren vil være et viktig bidrag i en brann og eksplosjonsstrategien for et anlegg. Ikapittel 3, ”General principals”, fastsettes formålet med prosedyren. Kort oppsummert blir formålet å hindre eskalering. Det vil si hindre at en liten lekkasje blir en stor katastrofe. Detanbefales at fakkelsystemet utnyttes fult ut og at en begrenser bruk av passiv brannbeskyttelse så

mye som mulig.

Det savnes i innledningen til prosedyren at den settes inn i et noe større perspektiv. Det bør gis ensammenheng mellom anleggets evakueringsstrategi og de tidene som segmentet har til rådighetfor å bringes til en stabil situasjon. Dette er viktig for å kunne fastsette hvor hurtig trykkavlastningsom er nødvendig og ikke minst for å kunne fastslå hvor lang tid et segment kan eksponeres.

Det siste har sammenheng med avgjørelsen om hva som er en stabil situasjon. Et segment sominneholder både væske og gass er ikke nødvendigvis i en stabil situasjon selv om segmentet er trykkavlastet. Dersom segmentet blir eksponert over lang tid vil trykket kunne stige igjen pågrunn av koking i væsken. En slik trykkøkning er sensitiv for hvilke komponenter som inngår ivæsken. Vann har en tendens til å holde tilbake temperaturen i segmentet. Når vannet er fordampet vil det kunne skje en rask koking som igjen øker trykket i tanken. Dette er illustrertmed et eksempel fra en reell designsituasjon i Figur 38, Figur 39 og Figur 40.



28

0

1 000

2 000

3 000

4 0005 000

6 000

7 000

8 000

0 20 40 60 80 100 120

Time [min]

P r e s s u r e [ k P a ]

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

T e m p e r a t u r

e [ K ]

Pressure in vessel Max. averagesteel temperature

Figur 38 Figuren viser trykkutvikling som funksjon av tid. Etter en kort

trykkavlastingsperiode stiger trykket igjen på grunn av vedvarende

oppvarming av segmentet.

0

1 000

2 000

3 000

4 000

5 000

6 000

7 000

8 0009 000

10 000

0 20 40 60 80 100 120

Time [minute]

M a s s O i l [ k g ]

0

100

200

300

400

500

600

700

800

M a s s g a s [ k g ]

Mass oil Sum Mass Mass water Mass gas Mass steam

Figur 39 Figuren viser massebalansen for segmentet. Vannet i segmentet minkergradvis inntil det er fordampet. Da stiger mengden gass raskt og forårsaker en

trykkstigning.



29

0

50

100

150

200

250

300350

400

450

500

0 20 40 60 80 100 120

Time [min]

S t r e s s [ N / m m

2 ]

0

200

400

600

8001000

1200

1400

T e m p e r a t u r e [ K ]

Yield stress Calculatedstress of shell

Max. averagesteel temperature

Figur 40 Figuren viser konsekvensene for materialet i tanken som inngår i segmentet.

Etter at spenningene har blitt redusert til et minimum stiger de igjen på grunn

av trykkstigningen i segmentet. Brudd inntrer så etter ca. 53 minutter.

Det er behov for å diskutere hva som er en stabil situasjon og en akseptabel trykkavlastningstid utover det som er gjennomført i prosedyren. Eksemplet ovenfor blir ikke dekket av de

betraktningene som er behandlet i prosedyren.



30

Figur 41 Figuren viser prinsippet for design av et trykkavlastingssystem etter

prosedyren fra Statoil og Norsk Hydro.

Selve designprosessen som er illustrert i Figur 41 er skissert som en stegvis prosess. De stegenesom er skissert utnytter ikke potensialet som ligger i moderne beregningsverktøy. Det eksisterer allerede beregningsverktøy der den skisserte prosedyren blir lite relevant ved at de fysiske

prosessene allerede er koblet og det samlede resultatet kan presenteres i form av grafer. I stedetfor et flytdiagram bør det skisseres hvilke fysiske prosesser det må, som et minimum, tas hensyntil i en beregning. Det er videre viktig med en diskusjon av hvilke scenarier som behandles. Det er ulike måter å definere et segment på. For eksempel hvordan behandles segmenter som går gjennom forskjellige brannområder. Skal disse eksponeres som om de var i ett brannområde?

I kapittel 4.6 i prosedyren behandles brann scenarier/varmefluks som skal benyttes, Tabell 4nedenfor.. Det refereres til at en kan finne støtte for scenarier i Quantitative Risk Analysis (QRA)



31

og Design Accidental Load (DAL) spesifikasjonen. Den generelle erfaringen med dissedokumentene er at de gir scenarier som er lite egnet til dette bruk.

I kapitlet blir det ført en diskusjon om ventilasjonskontrollert kontra brennstoffkontrollert brann.

Dette er forhold som er av betydning, men problemstillingen er i utgangspunkt mer kompleks enndet som kommer frem i diskusjonen. Skal en behandle denne problemstillingen på entilfredsstillende måte bør det gjennomføres simuleringer av den aktuelle brannen der innvirkningfra geometri blir inkludert i simuleringene. I det tilfelle kommer en ikke utenom problemstillingenom hvordan definere representative scenarier. Dette er så vidt nevnt i et avsnitt i kapitlet. Dennediskusjonen kunne med fordel føres videre. Ettersom dette er et problem som ikke bare er knyttettil denne prosedyren, vært en fordel å behandle problemstillingen i et eget dokument.

Som en forenklet modell anbefales det i prosedyrens kap. 4.6 størrelser på varmelaster. Her gjengitt i Tabell 4.

Tabell 4 Foreslåtte varmelaster i kap. 4.6 i ref. 5.

Gas jet fire

For leak ratesm > 2 kg/s

For leak rates0.1 kg/s < m < 2 kg/s

Pool fire

Local peak heat load 350* kW/m2 250* kW/m2 150* kW/m2

Global averageheat load

100* kW/m2 0* kW/m2 100* kW/m2

* No credit for water deluge

For jetbrann føres det en argumentasjon for at valg av varmebelastning kobles moteksponeringstid. Argumentasjonen er grei nok, men et vesentlig punkt er hvordan varmelasteneskal forståes. Dette blir til en viss grad utdypet i appendiks A kap. 1.5, men det er fortsatt uklartom varmelasten er å oppfatte som en netto innfluks ved initial tilstand eller om tilbakestråling fraobjektet skal tas trekkes fra. Videre er det uklart hvor stor del av objektet som skal eksponeresmed den høyeste lasten og om rør i et segment skal eksponeres etter samme prinsipp som en tank.I kap. A1.4 gis de kjente ligningene for stråling og konvektiv varmeoverføring. På basis av deoppgitte fluksene og ligningene er det ikke entydig hvordan disse skal implementeres i etregnestykke. Her trengs det en avklaring.

Det er også spesifisert varmeovergangstall for pølbrann og jetbrann. Som en rettesnor er det greit,men det er uheldig å låse bruk av varmeovergangstall på denne måten fordi oppgitte verdier har entendens til å låse en utvikling.

Noen kommentarer må også knyttes til beregning av spenninger og bruddkriterier. I kap. C2(appendiks C) er det foreslått en metode for å beregne spenning i tanker og rør. Formlene som er foreslått er tradisjonelle og gjelder spesielt for tynnveggede rør. Det foreslås imidlertid å benytteden ytre diameteren til en tank/rør for å beregne spenning i tangential retning. Dette har litenfysisk relevans og burde ikke bli standard. Dersom meningen er å ta høyde for utvidelsen avradien til tanken når den blir trykksatt burde det komme frem i teksten. Et bedre alternativ vilvære å legge utvidelsen inn i formelen for tangentiell spenning. Dersom intensjonen er å leggeinn en generell sikkerhetsmargin må en heller spesifisere denne som en faktor. Ligningene som

benyttes bør ha relevans til fysikken så langt som mulig.



32

Det er i prosedyren valgt å bruke bruddspenning som kriterium for tap av integritet. Dette er etvalg som bør diskuteres noe videre. Et annet alternativ er å benytte flytspenning, i hvert fall en

periode til en har noe bedre kunnskap om bruddmekanismer i rør og tanker. Per i dag er bruddmekanismene dårlig kartlagt, noe som bør medføre forsiktighet i valg av kriterium.

5.2 Kommentarer til prosedyre fra ”The Institute of Petroleum”

Den britiske utgaven av prosedyren er i stor grad “i slekt” med den norske. Prosedyren er skisserti flytdiagrammet i Figur 42. Prosedyren er ennå mer detaljert enn den norske utgaven og er derfor ennå mindre rettet inn mot et beregningssystem som kobler ulike fysiske effekter sammen. Desamme kommentarene som gjelder for den norske utgaven gjelder derfor for denne varianten. Skal

prosedyren være fremtidsrettet må den heller spesifisere hvilke fysiske fenomener som måivaretas i stedet for å gi en detaljert stegvis beskrivelse, som i beste fall vil bli unøyaktig.Beregning av veggtemperatur er for eksempel en funksjon av trykkavlastningen. Å først beregnetrykkprofilet for så å beregne veggtemperaturen er uheldig fordi disse er i interaksjon medhverandre. Når prosesser er i gjensidig sterk interaksjon blir det ikke samme svar om en beregner

dem hver for seg.

Heller ikke denne prosedyren har noen overordnede perspektiver på sammenhengen mellomdesign av prosessen og sikkerhetsaspektet for den resterende delen av anlegget. De sammekommentarene gjelder også for hva som er en sikker situasjon. Se forrige kapittel.



33

Figur 42 Figuren viser beregningsprosedyre for prosess-sikkerhet slik den gis i ref. 6.

Dokumentet behandler varmelasten noe annerledes en den norske utgaven. Tabell 5 viser devarmelastene som blir foreslått. Her skilles det mellom totalfluks, strålingsfluks og konvektivfluks. Det gis videre en emissivitet, en flammetemperatur og et varmeovergangstall. Denne måtenå gi varmelaster på bidrar i ennå større grad til forvirring enn det som er gitt i den norskeversjonen. Før dette kan bli en brukbar standard må det foretas en opprydning i intensjonene oghva som menes med de verdiene som er gitt. Hva betyr for eksempel emissivitet i forhold tilstrålingsverdiene som er oppgitt? Er det meningen at oppgitt strålingsfluks skal korrigeres med enemissivitet for flammen? Hvilke verdier skal velges til hvilke situasjon? Med et spekter på 50 til400 kW/m2 ligger det åpent for en rimelig god spredning i resultatene.



34

Tabell 5 Typiske parametere for pølbrann og jetbrann fra ref. 6.

5.3 Avsluttende kommentar

Som poengtert innledningsvis er det entydig positivt at det har blitt utarbeidet prosedyrer av denkarakter som her er presentert. Målt opp mot de tre punktene i innledningen til dette kapitlet er detlikevel rom for forbedringer innen alle tre punktene.

Det er behov for at intensjonen i prosedyrene settes inn i et bredere perspektiv slik at rammene for prosessdesign blir klarere. Dette gjelder både på området trykkavlastingstid og hva som er ensikker tilstand.

Den beregningstekniske delen av prosedyrene bør i større grad være funksjonsorientert i det den burde stille minimumskrav til behandling av fysiske prosesser og hvilke krav som skal stilles tilinteraksjon mellom prosessene. Slik prosedyrene er utformet ligger den teknologiske utviklingenforan prosedyren. Den stegvise behandlingen som er foreslått, der interaksjon mellom de ulikefysiske prosessene ikke er tilstede, kan i uheldige situasjoner føre til feil konklusjon dersom detikke legges inn tilstrekkelige sikkerhetsmarginer. Prosessene som beskrives er av sterkt transientnatur. Stegvise operasjoner som beskrevet blir nødvendigvis av mer stasjonær karakter. Generelt

er det slik at konsekvenser av strekt transiente prosesser ikke lar seg godt beskrive med stasjonæremetoder med mindre man legger konservative antagelser til grunn.

Ser en disse prosedyrene i relasjon til eksperimentene som er utført i dette prosjektet, ser en at deter et sterkt behov for videre arbeid med å klarlegge brannlaster som er relevante i forhold til enreell brann.

Det vil ved utarbeiding av neste utgave av prosedyrene være en fordel å se på hvilke krav somskal stilles til modellering av en nedblåsingsprosess og ikke minst hvordan oppgitte varmeflukser skal forståes.

De vil være en fordel om prosedyren ikke begrenses til bare å omhandle prosess-segmenter utsattfor brann, men også tar med problemstillingene omkring kald nedblåsing. Disse kan være minst



35

like problematiske som branneksponering og effekten av isolasjon har gjerne en motsatt virkning.Ikke minst med tanke på mulige utbygginger i kaldere strøk vil dette være relevant.

6 Referanseliste

1. “VessFire” Brukermanual, Geir Berge, Petrell as, 2003

2. Rapport fra SINTEF, NBL, prosjekt 22N166.01. Intention of test: ” Verify the thermalresponse of an un-insulated steel pipe to serve as a reference for the thermal exposure of tubular sections larger than recommended by the test protocol”, Ragnar Wighus, NBL.

3. Review of the response of pressurised process vessels and equipment to fire attack. T.A.Roberts, S. Medonos, L.C. Shirvill, Report for HSE issued 2000.

4. Determination of temperatures and flare rates during depressurization and fire. Sverre J.Overå, Ellen Stange and Per Salater, Norsk Hydro, 15. mars 1993.

5. Guide for Protection of Pressurised Systems Exposed to Fire. Scandpower AS, 2002

6. Guidelines for the Design and Protection of Pressure Systems to Withstand Severe Fires,The institute of Petroleum, London, 2002

fire test experiment

Documents