Brannlast for (prosess)utstyr FORFATTER(E) Geir Berge og Øyvin Brandt OPPDRAGSGIVER(E) Oljedirektoratet

SINTEF RAPPORT TITTEL Norges branntekniske laboratorium as Postadresse: 7465 Trondheim Besøksadresse: Tiller Bru, Tiller Telefon: 73 59 1 78 Telefaks: 73 59 1 44 E-post: nbl@nbl.sintef.no Internet: nbl.sintef.no Foretaksregisteret: NO 982 93 57 MVA Brannlast for (prosess)utstyr FORFATTER(E) Geir Berge og Øyvin Brandt OPPDRAGSGIVER(E) Oljedirektoratet RAPPORTNR. GRADERING OPPDRAGSGIVERS REF. NBL A3111 Åpen Harald Olstad GRADER. DENNE SIDE ISBN PROSJEKTNR. ANTALL SIDER OG BILAG 171831 35 ELEKTRONISK ARKIVKODE PROSJEKTLEDER VERIFISERT AV (NAVN, SIGN.) RapportA3111.doc Geir Berge Kristen Opstad ARKIVKODE DATO GODKJENT AV (NAVN, STILLING, SIGN.) SAMMENDRAG 23-2-24 Kjell Scmidt Pedersen, Adm. dir. Det er gjennomført en studie med hensikt å klarlegge relevant varmebelastning på (prosess)utstyr i forbindelse med brann som en ulykkeshendelse. Varmebelastningen ble utført med et varmeelement oppvarmet med elektrisitet. Prøveobjektet var et sylindrisk rør med indre diameter på 177 mm og en veggtykkelse 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 3 mm og omsluttet prøveobjektet. Det ble kjørt 7 tester 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 18 kw/m 2 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...3 3.1 Eksperimentaloppsett...3 3.2 Instrumentering...12 3.3 Resultater av forsøk...14 3.3.1 Forsøk med tørt rør, Pros3...15 3.3.2 Forsøk med tørt rør, Pros4...16 3.3.3 Forsøk med tørt rør, Pros5...17 3.3.4 Forsøk med tørt rør, Pros9...18 3.3.5 Forsøk med vann, Pros6...2 3.3.6 Forsøk med vann, Pros7...21 3.3.7 Forsøk med vann, Pros8...22 3.4 Konklusjon på forsøkoppstilling...23 4 Sammenligning med jetbrann...24 5 Evaluering av prosedyre for beskyttelse av prosessystemer...26 5.1 Kommentarer til Statoil/Norsk Hydro prosedyren...27 5.2 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. Mange tester 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 tilfeldige omstendigheter. Det er store variasjoner i brennstoff, tilgang på oksygen, innflytelse fra omgivelser, 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. Det som er problemet er å fastslå hvilke belastning gjenstanden fikk, reelt sett. Varmebelastning fra en flamme domineres av to varmeoverføringsmekanismer: konveksjon og stråling. Disse to mekanismene er fysisk sett svært forskjellige og vil variere med forskjellige parametere. Selv om temperaturen i flammen er en viktig parameter for begge mekanismene, reagerer de ulikt på temperaturutviklingen. Belastningsprofilen fra de to varmeoverføringsmekanismene varierer over eksponeringstiden. Det vil med andre ord si at vi kan eksponere en gjenstand med en flamme og vi kan se resultatet, men vi 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 ved dimensjonering 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 relevant varmelast og hvordan skal den modelleres? 2 Problembeskrivelse Ideen bak prosjektet er å lager en modell som vi eksponerer for en kjent varmelast. Resultatet av varmelasten kan måles og observeres. Ved å sammenligne responsen på prøvestykket med responsen 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 i matematiske 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 enn det som er mulig ved flammebelastning. Det ble derfor bygget en elektrisk ovn som skulle gi en kontrollerbar belastning over hele prøvestykket. Ovnen måtte kunne gi en effekt på opp til 35 kw/m 2 jevnt fordelt over prøvestykket. Det ble diskutert å kjøre testene i vakuum for i størst mulig grad å unngå konveksjon.

4 Det ble etter hvert klart at det ikke fantes kommersielt tilgjengelige ovner som ville tilfredsstille de kravene som ble stilt. Flere alternativer til løsning ble vurdert, men det ble til slutt konkludert med 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 høye temperaturer. Et alternativ til vakuum ville i så fall være dekkgass. Bruk av vakuum ble sløyfet på grunn av kostnad og tidsrammen for prosjektet. Det ble også kjent at en nok måtte ned i svært lave trykk for å eliminere konveksjon. I stedet ble begge endene av oppvarmingsenheten tettet med isolasjon slik at oppvarmet luft i størst mulig grad ville bli stengt inne i systemet. Det synte seg også at oksidasjon av folien ikke ble registrert som et problem under prøving. Det ble besluttet å benytte trefasestrøm med lav strømstyrke (48V) og varmeelementene koblet som en trekantkobling. Se Figur 1. A B C Figur 1 Figuren vise prinsippet for kobling av varmeelementene i oppvarmingsenheten. Figur 2 viser den praktiske oppbyggingen av selve oppvarmingsenheten. Folien som utgjør varmeelementene ble spent opp mellom tre kobberringer. Kobberringene ble knyttet sammen til en trekantkobling ved bruk av kobberskinner. Folien blir festet til kobberringene ved en klemring som 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 3 mm og en lengde på 163 mm. Hver folie har da en effektiv lengde på 354 mm. Folien er,5 mm tykk. Motstanden i trekantkoblingen ble målt til 18,3 mω før forsøkene ble gjennomført. Figur 3 viser et bilde av varmeelementet etter montering av folien.

5 163 183 3 Figur 2 Figuren viser oppbygging av oppvarmingsenheten. De lyseblå områdene angir folien 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 fra varmeelementene 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 å regulere inngangseffekten til trafoen. Utstyret ble levert av Siemens i Trondheim med følgende spesifikasjoner: Trefase transformator i egen kapsling: Inngangsspenning 3 x 4 V Utgangsspenning 3 x 48 V Ytelse 3 kw over en begrenset periode, 15 kw kontinuerlig Regulator type SIVOLT/SIPART Trefase innsnitt regulator for trinnløs regulering av effekt, AUTO/MANUELL Temperaturregulator med inngangsignal 4 2 ma, for tilkobling av K-termoelement Inngangsspenning 3 x 4 V Utgangsspenning 3 x 4 V innsnitt Ytelse 3 kw over en begrenset periode, 15 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 som oppvarmingsenheten 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 en ramme 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 1.

9 Figur 9 Sammenstilling av prøvestand. Ytterst vises støtterøret som holder oppvarmingsenheten på plass. Inne i oppvarmingsenheten monteres prøvestykket som lagres opp på bukker i hver ende. I hver ende av oppvarmingsenheten monteres isolasjon. Figur 1 Bildet viser oppvarmingsenheten montert i røret som benyttes som støtte. Støttene som isolerer varmeelementet fra støtterøret vises i front.

1 Inne i oppvarmingsenheten monteres prøvestykket. Prøvestykket opplagres på en bukk i hver ende slik at høyden kan justeres. Figur 12 viser en målsatt skisse av prøvestykket. Figur 11 viser prøvestykket montert inne i oppvarmingsenheten. Figur 11 2 11 Bildet viser prøvestykket montert inne i oppvarmingsenheten. 193 21 23 12.5 12 51 177 22 34 11 Figur 12 111 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 varmeelementet ved oppvarming til ca. 6 C. Figur 14 Figuren viser varmeelementet i glødet tilstand tatt under prøvekjøring av anlegget.

12 3.2 Instrumentering Figur 15 viser instrumentering av oppvarmingsenheten. Termoelementene ble tråklet inn i folien med spissen på innsiden av folien (mot prøvestykket). Tabell 1 Beskrivelse av plassering av termoelement for oppvarmingsenhet. TEMO- Plassering ELEMENT NR. 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 på overflaten til varmeelementet. Dette termoelementet ble følgelig ikke tatt med i loggesystemet. Instrumentering av prøvestykket er illustrert i Figur 16. A B H1 H2 H6 H3 C H5 H4 H2 er koblet til styreenhet og logges ikke Figur 15 Figuren viser instrumentering av oppvarmingsenheten.

13 T7 P1 111 A 5 25 51 2/3 H 1/3 H H T5 T8 T1 A T6 T2 T3 H=177 T4 Snitt A-A Figur 16 Figuren viser instrumentering av prøvestykket. Tabell 2 Beskrivelse av plassering av termoelementer på prøvestykket. Temoelement Plassering nr. T1 Termoelementet er festet øverst i røret 5 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset. Se Figur 16. T2 Termoelementet er festet i 2/3 av røyrhøyden 5 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset. Se Figur 16. T3 Termoelementet er festet i 1/3 av røyrhøyden 5 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset. Se Figur 16. T4 Termoelementet er festet i nede i røret 5 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset. Se Figur 16. T5 Termoelementet er festet øverst i røret 25 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset. Se Figur 16. T6 Termoelementet er festet nederst i røret 25 mm fra kanten, ca. 2mm inne i godset. Se Figur 16. T7 Termoelementet er plassert i øvre halvdel av røret og måler gasstemperatur ca. 5 mm inne i røret T8 Termoelementet er plassert i væskesonen ca. 5 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 plasseres ca. 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 ble utført 4 forsøk med tørt rør og 3 forsøk med 1 kg vann inne i prøvestykket. Se Tabell 3. Resultatet av forsøkene er gjengitt i de påfølgende underkapitlene. Tabell 3 Oversikt over utførte eksperimenter Temperatur C Varmefluks kw/m 2 Tørt tør Rør med 1 kg vann 5 2 Pros3 Pros6 7 5 Pros4 Pros7 9 1 Pros5 Pros8 12 26 Pros9 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: 4 q& = σt [W/m 2 ] der σ = 5.67 1-8 W/m 2 K 4

15 3.3.1 Forsøk med tørt rør, Pros3 Objekt 3 25 25 2 Temperatur [ C] 2 15 1 5 15 1 5 Fluks [kw/m2] 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.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 Temperatur 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] 18 16 14 12 1 8 6 4 2 Effekt [kw] Figur 19 Resultat av målinger på varmeelement. De første forsøkene var belagt med noe støy. Dette ble etter hvert fjernet. De reelle verdiene ligger i overkant.

16 3.3.2 Forsøk med tørt rør, Pros4 Objekt Temperatur [ C] 4 35 3 25 2 15 1 5 8 7 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] Fluks [kw/m2] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kw/m2 Figur 2 Resultat av målinger på prøvestykket. Oransje kurve viser varmefluks fra varmeelementet basert på temperatur. Hoppene i kurven er støy på målingene. Varmeelement Temperatur 9 8 7 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] 5 45 4 35 3 25 2 15 1 5 Effekt [kw] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] Figur 21 Resultat av målinger på varmeelement. Målingene har noe støy.

17 3.3.3 Forsøk med tørt rør, Pros5 Objekt 6 14 Temperatur [ C] 5 4 3 2 1 12 1 8 6 4 2 Fluks [kw/m2] 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kw/m2 Figur 22 Resultat av målinger på prøvestykket. Varmeelement 12 12 1 1 8 8 Temperatur 6 6 Effekt [kw] 4 4 2 2 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] Figur 23 Resultat av målinger på varmeelement. De raske variasjonene er støy på målingene.

18 3.3.4 Forsøk med tørt rør, Pros9 Objekt Temperatur [ C] 9 8 7 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] 3 25 2 15 1 5 Fluks [kw/m2] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kw/m2 Figur 24 Resultat av målinger på prøvestykket. Varmeelement Temperatur 14 12 1 8 6 4 2 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] 8 7 6 5 4 3 2 1 Effekt [kw] Figur 25 Resultat av målinger på varmeelement.

19 Figur 26 Figuren viser prøvestykket fotografert innvendig under forsøket (Pros9). Termoelementene som er festet til røyrveggen er tydelig synlige. Figur 27 Figuren viser prøvestykket fra enden tatt under forsøket.

2 3.3.5 Forsøk med vann, Pros6 Objekt 35 25 Temperatur [ C] 3 25 2 15 1 5 2 15 1 5 Fluks [kw/m2] 5 1 15 2 25 3 35 Tid [min.] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kw/m2 Figur 28 Resultat av målinger på prøvestykket. Varmeelement Temperatur 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 35 Tid [min.] 16 14 12 1 8 6 4 2 Effekt [kw] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] Figur 29 Resultat av målinger på varmeelement.

21 3.3.6 Forsøk med vann, Pros7 Objekt Temperatur [ C] 45 4 35 3 25 2 15 1 5 5 1 15 2 25 3 35 Tid [min.] 7 6 5 4 3 2 1 Fluks [kw/m2] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kw/m2 Figur 3 Resultat av målinger på prøvestykket. Varmeelement Temperatur 9 8 7 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 35 Tid [min.] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] 6 5 4 3 2 1 Effekt [kw] Figur 31 Resultat av målinger på varmeelement.

22 3.3.7 Forsøk med vann, Pros8 Objekt Temperatur [ C] 6 5 4 3 2 1 5 1 15 2 25 3 35 Tid [min.] 16 14 12 1 8 6 4 2 Fluks [kw/m2] T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp.25 T6 Bunn.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kw/m2 Figur 32 Resultat av målinger på prøvestykket. Varmeelement 12 1 1 9 8 Temperatur 8 6 4 7 6 5 4 3 Effekt [kw] 2 2 1 5 1 15 2 25 3 Tid [min.] H1 Over1 H6 Kapperom H3 Over 3 H4 Under H5 Kopper Målt effekt [kw] Figur 33 Resultat av målinger på varmeelement.

23 3.4 Konklusjon på forsøkoppstilling Forsøkapparaturen som ble utviklet i prosjektet må karakteriseres som vellykket. Reguleringen av tilført effekt virket stabil og overflatetemperaturen som reguleringen arbeidet mot varierte godt innenfor 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 av eksperimentene 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 og oppnådd temperatur er kjent. Intensjonen var å komme opp i en overflatetemperatur på 13 C på varmeelementet. Dette synte seg å være vanskelig. Den høyeste stabile temperaturen som ble oppnådd var 12 C. Dette ble oppnådd under siste eksperimentet. Det ble forsøkt å gå ennå høyere opp i temperatur, men da smeltet 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 i bildet 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. Nikkelfolie kan benyttes opp til 12 C, men høyere temperaturer er den ikke egnet til. Et godt alternativ til nikkelfolie er wolframfolie (W). Wolfram har en smeltetemperatur på 347 C, mindre utvidelseskoeffisient enn nikkel og større elektrisk motstan. Med Wolfram vil det være mulig å komme opp i de temperaturene som er praktisk relevante for forsøkene. Prisen på wolframfolie er akseptabel, ca. 8 NOK for et sett med folier til oppvarmingsenheten.

24 Erfaringene fra forsøkene resulterte til en del potensielle forbedringer. Dette er imidlertid forbedringer med liten kostnad. Ved siden av bruk av wolframfolie i stedet for nikkelfolie vil det være 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 i Pros5 og målinger for jetbrann dokumentert i ref. 2. Det er bra samsvar mellom beregningene og de to målte tilfellene. Maximum and minimum temperature in vessel shell Temperature vessel shell [ C] 6 5 4 3 2 1 2 4 6 8 1 12 14 Time [min] Average calculated temperature T1 Case-5 T5 Case-5 Figur 35 Figuren viser sammenligning mellom beregnet og målt verdi for Pros5. 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,9 og for overflaten av prøvestykket,8. Det er videre antatt en overflatetemperatur på 9 C og en karakterristisk lufthastighet omkring røret på,1 m/s.. Beregningene i Figur 37 er basert på data fra ref. 2. Rapporten beskriver en jetbranntest for et ueksponert 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, en flammetemperatur på 1 C og en karakteristisk flammehastighet på 2 m/s. Stigningen i profilen er identisk med den målte stigningen. Det er imidlertid stor spredning på måledataene for maksimal eksponert varmelast. 18 kw/m 2 er i den øvre delen av skalaen. I tillegg er det her benyttet en emissivitet på 1, for eksponert objekt, mens,9 er benyttet som emissivitet for flammen.

25 Maximum and minimum heat flux from flame Heat flux [W/m2] 2 18 16 14 12 1 8 6 4 2 2 4 6 8 1 12 Time [min] 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 fluks sammenfallende. Maximum and minimum temperature in vessel shell Temperature vessel shell [ C] 12 1 8 6 4 2 5 1 15 2 25 3 Time [min] 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 på ståltemperaturen for et rør med karbonstål eksponert for en jetbrann.

26 Sammenligningen mellom de to beregningene viser at en varmebelastning som definert i Figur 36 gir et rimelig representativt bilde av temperaturutviklingen for et rør av denne dimensjon eksponert for jetbrann. En kontinuerlig jevn belastning på 18 kw/m 2 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 å konkludere med at verdiene oppgitt i NORSOK er for høye. Flere undersøkelser må gjennomføres. For det første er det vesentlig å få en bedre kontroll på emissivitetene som anvendes. 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 52 og 521. Teknologien disse standardene bygger på er fra tidsperioden omkring 2. verdenskrig. Siden den tid har både kunnskap og krav til sikker design endret seg, ikke minst som følge av utviklingen av oljeindustrien på norsk og britisk sokkel. Kunnskap om brann og hva som påvirker forbrenningsprosessen har blitt vesentlig bedret de siste 3 årene. Introduksjon av numeriske simuleringer har gitt økt forståelse av hva som skjer i et brannforløp. Utover på 7 tallet nådde datamaskinene en såpas høy ytelse at det var mulig å gjennomføre rimelig nøyaktige beregninger av flammer. Dette gav grunnlag for bedre viten og kombinert med praktiske forsøk har forståelsen av brann og hvordan brann utvikler seg tatt et langt skritt fremover siden grunnlaget for API 52 og 521 ble etablert. Dette har gitt seg utslag i spesifikasjon av høyere belastninger i nye standarder. I første rekke har de nye kravene vært rettet mot bærestruktur. Først i de seneste årene har prosess-sikkerhet kommet opp som et tema der ny kunnskap om brann har vært fokusert. Norsk Hydro reiste imidlertid problemstillingen så tidlig som 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 gjort offentlig tilgjengelig. I 1999 ble det på oppdrag fra HSE (Health & Safety Executive) utarbeidet en rapport som skulle gi status på teknologien omkring brann mot prosessutstyr, ref. 3. De aktuelle standardene fra API ble gjennomgått samt tilgjengelig kunnskap og verktøy ble kartlagt. Det ble i rapporten reist spørsmål om gyldigheten av API 52 i det svakheter både med grunnlaget og gyldigheten ble påpekt. Det ble også undersøkt hvilke alternative beregningsverktøy som eksisterte. På det tidspunktet var VessFire, ref. 1, det eneste kommersielt tilgjengelige systemet som 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 å endrede prosedyrene for design av prosess-sikkerhetssystemer. I 21 ble det etablert et prosjekt finansiert 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 22. Samtidig ble det satt i gang et lignende prosjekt i Storbritannia som ble gjennomført i regi av The Institute of Petroleum i London. Denne prosedyren ble utgitt i oktober i 22 og er i stor grad bygget over samme lest som den norsk versjonen. Hvilke krav må så stilles til en prosedyre for design av prosess-systemer for at sikkerheten skal ivaretas 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 det overordnede behovet som anlegget har. Det vil si at tiden det tar å bringe et prosessanlegg til en sikker tilstand må sees i sammenheng med behovet for tid til andre

27 beredskapsaktiviteter: evakuering, brannbekjempelse og skadebegrensning. Ref. ISO 1372. 2. For å sette klare akseptkriterier må det være klart hvilke skader som kan aksepteres i forbindelse med en ulykkessituasjon. Dette har direkte innvirkning på prosessdesign ved at det settes rammer for hvor stort ulykkespotensial som kan aksepteres innenfor et gitt område. Ikke bare personskader er viktig i denne sammenheng. Det er opplagt en differanse mellom å akseptere at deler av et anlegg blir totalskadet og akseptere destruksjon av en hel plattformen eller et landanlegget. 3. Prosedyren må være åpen for utvikling innen teknologi og viten. Både kunnskapsmessig og beregningsteknisk eksisterer det i dag muligheter til prediksjon av konsekvenser med større presisjon en tidligere Ny kunnskap bringer stadig nye problemstillinger opp til overflaten. 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 begrenset vekt 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 å tenke på enn det API 52 og 521 representerer. Det er likevel rom for forbedringer, som det alltid vil 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 1372 og det vises til at prosedyren vil være et viktig bidrag i en brann og eksplosjonsstrategien for et anlegg. I kapittel 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. Det anbefales 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 en sammenheng mellom anleggets evakueringsstrategi og de tidene som segmentet har til rådighet for å bringes til en stabil situasjon. Dette er viktig for å kunne fastsette hvor hurtig trykkavlastning som 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 som inneholder 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 på grunn av koking i væsken. En slik trykkøkning er sensitiv for hvilke komponenter som inngår i væsken. 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 illustrert med et eksempel fra en reell designsituasjon i Figur 38, Figur 39 og Figur 4.

28 Pressure [kpa] 8 7 6 5 4 3 2 1 14 12 1 8 6 4 2 2 4 6 8 1 12 Temperature [K] Time [min] Pressure in vessel Max. average steel temperature Figur 38 Figuren viser trykkutvikling som funksjon av tid. Etter en kort trykkavlastingsperiode stiger trykket igjen på grunn av vedvarende oppvarming av segmentet. Mass Oil [kg] 1 9 8 7 6 5 4 3 2 1 8 7 6 5 4 3 2 1 2 4 6 8 1 12 Time [minute] Mass gas [kg] Mass oil Sum Mass Mass water Mass gas Mass steam Figur 39 Figuren viser massebalansen for segmentet. Vannet i segmentet minker gradvis inntil det er fordampet. Da stiger mengden gass raskt og forårsaker en trykkstigning.

29 Stress [N/mm 2 ] 5 45 4 35 3 25 2 15 1 5 14 12 1 8 6 4 2 2 4 6 8 1 12 Temperature [K] Yield stress Time [min] Calculated stress of shell Max. average steel temperature Figur 4 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 ut over det som er gjennomført i prosedyren. Eksemplet ovenfor blir ikke dekket av de betraktningene som er behandlet i prosedyren.

3 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 stegene som 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 stedet for et flytdiagram bør det skisseres hvilke fysiske prosesser det må, som et minimum, tas hensyn til 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 4 nedenfor.. 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 disse dokumentene 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 enn det som kommer frem i diskusjonen. Skal en behandle denne problemstillingen på en tilfredsstillende måte bør det gjennomføres simuleringer av den aktuelle brannen der innvirkning fra geometri blir inkludert i simuleringene. I det tilfelle kommer en ikke utenom problemstillingen om hvordan definere representative scenarier. Dette er så vidt nevnt i et avsnitt i kapitlet. Denne diskusjonen kunne med fordel føres videre. Ettersom dette er et problem som ikke bare er knyttet til 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. For leak rates m > 2 kg/s Gas jet fire For leak rates.1 kg/s < m < 2 kg/s Pool fire Local peak heat load 35 * kw/m 2 25 * kw/m 2 15 * kw/m 2 Global average heat load 1 * kw/m 2 * kw/m 2 1 * kw/m 2 * No credit for water deluge For jetbrann føres det en argumentasjon for at valg av varmebelastning kobles mot eksponeringstid. Argumentasjonen er grei nok, men et vesentlig punkt er hvordan varmelastene skal forståes. Dette blir til en viss grad utdypet i appendiks A kap. 1.5, men det er fortsatt uklart om varmelasten er å oppfatte som en netto innfluks ved initial tilstand eller om tilbakestråling fra objektet skal tas trekkes fra. Videre er det uklart hvor stor del av objektet som skal eksponeres med 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 de oppgitte fluksene og ligningene er det ikke entydig hvordan disse skal implementeres i et regnestykke. 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 en tendens 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 benytte den ytre diameteren til en tank/rør for å beregne spenning i tangential retning. Dette har liten fysisk relevans og burde ikke bli standard. Dersom meningen er å ta høyde for utvidelsen av radien til tanken når den blir trykksatt burde det komme frem i teksten. Et bedre alternativ vil være å legge utvidelsen inn i formelen for tangentiell spenning. Dersom intensjonen er å legge inn 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 et valg 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 skissert i 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. De samme kommentarene som gjelder for den norske utgaven gjelder derfor for denne varianten. Skal prosedyren være fremtidsrettet må den heller spesifisere hvilke fysiske fenomener som må ivaretas 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 beregne trykkprofilet for så å beregne veggtemperaturen er uheldig fordi disse er i interaksjon med hverandre. 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 mellom design av prosessen og sikkerhetsaspektet for den resterende delen av anlegget. De samme kommentarene 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 de varmelastene som blir foreslått. Her skilles det mellom totalfluks, strålingsfluks og konvektiv fluks. Det gis videre en emissivitet, en flammetemperatur og et varmeovergangstall. Denne måten å gi varmelaster på bidrar i ennå større grad til forvirring enn det som er gitt i den norske versjonen. Før dette kan bli en brukbar standard må det foretas en opprydning i intensjonene og hva som menes med de verdiene som er gitt. Hva betyr for eksempel emissivitet i forhold til strålingsverdiene som er oppgitt? Er det meningen at oppgitt strålingsfluks skal korrigeres med en emissivitet for flammen? Hvilke verdier skal velges til hvilke situasjon? Med et spekter på 5 til 4 kw/m 2 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 den karakter som her er presentert. Målt opp mot de tre punktene i innledningen til dette kapitlet er det likevel 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 en sikker 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 til interaksjon mellom prosessene. Slik prosedyrene er utformet ligger den teknologiske utviklingen foran prosedyren. Den stegvise behandlingen som er foreslått, der interaksjon mellom de ulike fysiske prosessene ikke er tilstede, kan i uheldige situasjoner føre til feil konklusjon dersom det ikke legges inn tilstrekkelige sikkerhetsmarginer. Prosessene som beskrives er av sterkt transient natur. 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 stasjonære metoder 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 det er et sterkt behov for videre arbeid med å klarlegge brannlaster som er relevante i forhold til en reell brann. Det vil ved utarbeiding av neste utgave av prosedyrene være en fordel å se på hvilke krav som skal 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 utsatt for 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, 23 2. Rapport fra SINTEF, NBL, prosjekt 22N166.1. Intention of test: Verify the thermal response 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 2. 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, 22 6. Guidelines for the Design and Protection of Pressure Systems to Withstand Severe Fires, The institute of Petroleum, London, 22