www.omgevingvlaanderen.be
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
HANDBOEK RISICOBEREKENINGEN Richtlijnen voor kwantitatieve risicoanalyse,
indirecte risico’s en milieurisicoanalyse – versie 2.0 dd. 01/04/2019
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina iii
INLEIDING
Seveso-inrichtingen bevatten grote hoeveelheden gevaarlijke stoffen. Als gevolg hiervan vormen zij een
gevaar voor de mensen in de omgeving van de inrichtingen en voor het milieu. Het risico voor de mensen in
de omgeving wordt berekend middels een kwantitatieve risicoanalyse (QRA). Het risico voor het milieu wordt
bepaald middels een kwalitatieve risicoanalyse.
Het uitvoeren van een QRA omvat het gebruik van faalfrequenties voor de verschillende installaties in de
inrichting, het gebruik van verschillende modellen om de vrijzetting en de daaropvolgende effecten te
berekenen en daaraan gekoppeld ook het gebruik van allerlei aannames en werkwijzen om te kunnen werken
met die modellen.
Om de resultaten van een QRA te kunnen gebruiken bij beslissingen i.h.k.v. bv. de vergunningverlening
moeten deze verifieerbaar, reproduceerbaar en vergelijkbaar zijn. Daarom moeten QRA’s op basis van
dezelfde aannames, werkwijzen en modellen worden uitgevoerd. Om dit te bekomen werd in het verleden
het Project Unificatie in het leven geroepen. Het Handboek Risicoberekeningen is hiervan het eindproduct
en is opgesteld in overleg met de erkende VR-deskundigen.
Het Handboek Risicoberekeningen bevat hoofdzakelijk de richtlijnen voor het uitvoeren van een
kwantitatieve risicoanalyse (QRA). Naast de richtlijnen voor de QRA bevat het ook de richtlijnen voor het
uitvoeren van de milieurisicoanalyse en voor het uitwerken van indirecte risico’s.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina iv
TOEPASSING
Het Handboek Risicoberekeningen moet gevolgd worden bij het opstellen van een veiligheidsdocument dat
door het Team Externe Veiligheid moet beoordeeld worden. Dit betekent dat de voorgeschreven rekenregels
worden gevolgd voor een standaardrisicoberekening.
Conservatiever rekenen is toegelaten, maar is geen vrijgeleide voor een overschrijding van de criteria of het
niet moeten nemen van extra veiligheidsmaatregelen. Indien wordt besloten om conservatiever te rekenen,
worden de motivering en de werkwijze aan het veiligheidsdocument toegevoegd. Hiervoor moet geen
voorafgaande vraag gesteld worden.
Indien de nood bestaat om op een niet conservatieve manier van deze richtlijnen af te wijken, bv. bij
specifieke bedrijfsomstandigheden, wordt dit op voorhand aan het Team Externe Veiligheid gevraagd.
Afwijkingen kunnen enkel aangevraagd worden voor aannames en werkwijzen en niet voor modellen. Indien
er in de tekst in het Handboek Risicoberekeningen staat dat een bepaalde aanname of werkwijze “steeds” of
“altijd” moet toegepast worden, dan zijn daar geen afwijkingen op mogelijk.
Om een afwijking aan te vragen wordt tijdig een afzonderlijk document bij het Team Externe Veiligheid
ingediend. Dit document bevat een uitgebreide motivering, het voorstel voor de alternatieve aannames of
werkwijzen en de invloed op de QRA en het risicobeeld. Indien nodig wordt een afzonderlijk overleg voorzien
om de afwijking te bespreken. Het Team Externe Veiligheid zal daarna al dan niet zijn akkoord geven. Als
het Team Externe Veiligheid zijn akkoord niet verleent, dan kan de afwijking niet toegepast worden. Bij
akkoord moeten de motivering en de werkwijze steeds toegevoegd worden aan de QRA in het
veiligheidsdocument zelf.
Het verkrijgen van een bepaalde afwijking is geen verworven recht en geldt enkel voor die bepaalde
procedure, waarvoor de afwijking werd aangevraagd. Indien in een latere procedure eenzelfde afwijking
gewenst is, dan zal deze opnieuw moeten aangevraagd worden volgens dezelfde procedure.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina v
INHOUD
Inleiding iii
Toepassing iv
Inhoud v
Algemene uitleg en leeswijzer xii
De kwantitatieve risicoanalyse xii
Indirecte risico’s xv
Milieurisicoanalyse xv
Afkortingen, definities en symbolen xvi
Afkortingen xvi
Definities xvi
Symbolen xxv
Versiebeheer xxv
Bijlage: achtergrondinformatie xxvi
Module 1. Algemeen 1-1
1.1 Symbolen 1-1
1.2 Software 1-1
1.3 Databanken 1-1
1.4 Faalwijzen en faalfrequenties 1-1
1.5 Kans op schade 1-4
1.6 Schademodellen voor letaliteit 1-4
1.7 Versiebeheer 1-5
1.8 Bijlage: statistische achtergrond 1-6
1.9 Bijlage: achtergrondinformatie 1-8
Module 2. Representatieve stoffen – wordt nog uitgewerkt 2-1
Module 3. Meteorologische en omgevingsparameters 3-1
3.1 Meteorologische parameters 3-1
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina vi
3.2 Aantal windsectoren 3-1
3.3 Gridpunten 3-1
3.4 Weerklassen 3-2
3.5 Ruwheidslengte 3-2
3.6 Versiebeheer 3-3
3.7 Bijlage: bepalen maandelijkse meteodata 3-4
3.8 Bijlage: achtergrondinformatie 3-6
Module 4. Selectie relevante installaties 4-1
4.1 Selectie o.b.v. gevaarlijke stoffen 4-1
4.2 Versiebeheer 4-9
Module 5. Atmosferische houders 5-1
5.1 Symbolen 5-1
5.2 Toepassingsgebied 5-1
5.3 Scenario’s 5-2
5.4 Faalwijzen en faalfrequenties 5-2
5.5 Modellering 5-8
5.6 Versiebeheer 5-9
5.7 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequentieverdeling 5-10
5.8 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequenties 5-11
Module 6. Drukhouders 6-1
6.1 Toepassingsgebied 6-1
6.2 Scenario’s 6-1
6.3 Faalwijzen en faalfrequenties 6-1
6.4 Modellering 6-4
6.5 Versiebeheer 6-5
6.6 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequentieverdeling 6-6
6.7 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequenties 6-10
Module 7. Warmtewisselaars 7-1
7.1 Symbolen 7-1
7.2 Toepassingsgebied 7-1
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina vii
7.3 Scenario’s 7-1
7.4 Faalwijzen en faalfrequenties 7-1
7.5 Modellering 7-4
7.6 Versiebeheer 7-4
7.8 Bijlage: achtergrondinformatie 7-5
Module 8. Pompen en compressoren 8-1
8.1 Toepassingsgebied 8-1
8.2 Scenario’s 8-1
8.3 Faalwijzen en faalfrequenties 8-1
8.4 Modellering 8-2
8.5 Versiebeheer 8-2
8.6 Bijlage: achtergrondinformatie 8-3
Module 9. Leidingsystemen 9-1
9.1 Symbolen 9-1
9.2 Toepassingsgebied 9-1
9.3 Scenario’s 9-1
9.4 Faalwijzen en faalfrequenties 9-1
9.5 Modellering 9-2
9.6 Versiebeheer 9-2
9.7 Bijlage: achtergrondinformatie 9-3
Module 10. Verladingsactiviteiten 10-1
10.1 Symbolen 10-1
10.2 Toepassingsgebied 10-1
10.3 Scenario’s 10-1
10.4 Faalwijzen en faalfrequenties 10-1
10.5 Modellering 10-2
10.6 Versiebeheer 10-2
10.7 Bijlage: achtergrondinformatie 10-3
Module 11. Magazijnen 11-1
11.1 Symbolen 11-1
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina viii
11.2 Toepassingsgebied 11-2
11.3 Scenario’s 11-5
11.4 Faalfrequentie 11-6
11.5 Warmtestraling 11-8
11.6 Emissie van toxische verbrandingsproducten 11-9
11.7 Emissie van toxisch onverbrand product 11-11
11.8 Rookgasmengsel 11-12
11.9 Aannames m.b.t. de modellering van de emissie 11-13
11.10 Rekenblad 11-14
11.11 Versiebeheer 11-15
11.12 Bijlage: voorbeelden 11-16
11.13 Bijlage: achtergrondinformatie 11-19
Module 12. Open opslagplaatsen en opslagcontainers 12-1
12.1 Toepassingsgebied 12-1
12.2 Open opslagplaatsen 12-1
12.3 Opslagcontainers 12-3
12.4 Versiebeheer 12-4
12.6 Bijlage: achtergrondinformatie 12-5
Module 13. Gevolgbeperkende maatregelen 13-1
13.1 Passieve gevolgbeperkende maatregelen 13-1
13.2 Actieve gevolgbeperkende maatregelen 13-1
13.3 Versiebeheer 13-4
13.4 Bijlage: achtergrondinformatie 13-5
Module 14. Vervolggebeurtenissen 14-1
14.1 Symbolen 14-1
14.2 Toepassingsgebied 14-1
14.3 Stoffen onder druk 14-2
14.4 Ontvlambare stoffen 14-2
14.5 Acuut toxische stoffen 14-6
14.6 Stoffen met zowel acuut toxische als ontvlambare eigenschappen 14-6
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina ix
14.7 Zuurstof 14-7
14.8 Ontplofbare stoffen 14-7
14.9 Andere 14-8
14.10 Versiebeheer 14-8
14.11 Bijlage: achtergrondinformatie 14-9
Module 15. Uitstroming 15-1
15.1 Symbolen 15-1
15.2 Algemene aspecten 15-2
15.3 Vloeistofuitstroming 15-6
15.4 Gasuitstroming 15-7
15.5 Tweefasenuitstroming 15-7
15.6 Uitstroming uit installaties met een niet homogene inhoud 15-9
15.7 Versiebeheer 15-10
15.8 Bijlage: Berekening wrijvingsverliezen o.b.v. verliestermen 15-11
15.9 Bijlage: achtergrondinformatie 15-15
Module 16. Plasvorming en verdamping 16-1
16.1 Symbolen 16-2
16.2 Verdampingsdebiet 16-4
16.3 Plasspreiding en -verdamping 16-5
16.4 Plasbeperking 16-19
16.5 Vrijzettingspunt 16-21
16.6 Versiebeheer 16-22
16.7 Bijlage: achtergrondinformatie 16-23
Module 17. Dispersie 17-1
17.1 Symbolen 17-1
17.2 Middelingstijd 17-1
17.3 Passieve dispersie 17-2
17.4 Zwaargasdispersie 17-5
17.5 Overgang van vrijzetting naar dispersie 17-6
17.6 Versiebeheer 17-6
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina x
17.7 Bijlage: achtergrondinformatie 17-7
Module 18. Overdruk 18-1
18.1 Symbolen 18-1
18.2 Algemene aspecten 18-2
18.3 BLEVE (fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen of kokende vloeistoffen) 18-4
18.4 Fysische explosie (van samengeperste gassen) 18-6
18.5 Gaswolkexplosie 18-7
18.6 Andere explosies 18-9
18.7 Versiebeheer 18-13
18.8 Bijlage: achtergrondinformatie 18-14
Module 19. Thermische straling en direct vlamcontact 19-1
19.1 Symbolen 19-1
19.2 Algemene aspecten voor warmtestralingsfenomenen 19-3
19.3 Plasbrand 19-4
19.4 Fakkelbrand 19-7
19.5 Vuurbal 19-12
19.6 Wolkbrand 19-14
19.7 Versiebeheer 19-15
19.8 Bijlage: achtergrondinformatie 19-16
Module 20. Intoxicatie 20-1
20.1 Symbolen 20-1
20.2 Receptorhoogte 20-1
20.3 Probitfuncties voor toxiciteit 20-1
20.4 Ventilatievoud en -frequentie 20-6
20.5 Concentratie buiten- en binnenshuis 20-6
20.6 Blootstellingsduur 20-6
20.7 Tailtime 20-7
20.8 Maximale effectafstand 20-7
20.9 Versiebeheer 20-7
20.10 Bijlage: achtergrondinformatie 20-8
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xi
Module 21. Andere effecten 21-1
21.1 Zuurstof 21-1
21.2 Versiebeheer 21-2
Module 22. Populatiematrix 22-1
22.1 Algemene principes 22-1
22.2 Generieke populatiedichtheden 22-2
22.3 Aanwezigheidspercentages 22-3
22.4 Uitwerking van de populatiematrix 22-5
22.5 Versiebeheer 22-5
Module 23. Indirecte risico’s 23-1
23.1 Algemeen 23-1
23.2 Installaties met gevaarlijke stoffen 23-1
23.3 Windturbines 23-4
23.4 Hoogspanningsleidingen 23-4
23.5 Versiebeheer 23-4
23.6 Bijlage: achtergrondinformatie 23-5
Module 24. Milieurisicoanalyse 24-1
24.1 Symbolen 24-1
24.2 Stap 1: identificeren installaties 24-1
24.3 Stap 2: selectie van de te onderzoeken installaties 24-2
24.4 Stap 3: milieurisicoanalyse 24-5
24.5 Versiebeheer 24-6
Algemene referentielijst a
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xii
ALGEMENE UITLEG EN LEESWIJZER
Het Handboek Risicoberekeningen bevat de richtlijnen voor het uitvoeren van een kwantitatieve
mensrisicoanalyse (QRA), inclusief het uitwerken van indirecte risico’s, en voor het opstellen van de
milieurisicoanalyse.
Hieronder wordt een kort woordje uitleg gegeven over al deze aspecten en wordt aangegeven in welke
module van het Handboek Risicoberekeningen hieromtrent informatie kan gevonden worden.
DE KWANTITATIEVE RISICOANALYSE
In de kwantitatieve risicoanalyse worden de risico’s ten gevolge van de accidentele vrijzetting van gevaarlijke
stoffen op een inrichting bepaald en dit voor mensen in de omgeving van de inrichting.
Om het risico dat gepaard gaat met een zwaar ongeval te bepalen wordt de frequentie van voorkomen
gecombineerd met het mogelijke gevolg. Dit gevolg wordt gegeven als een kans op doding in functie van de
plaats waar de persoon zich bevindt. Teneinde deze kans op doding te kunnen bepalen, dienen de effecten
van het zware ongeval berekend te worden. Deze effecten omvatten de thermische straling en het
vlamcontact ten gevolge van een brand, de drukgolf ten gevolge van een explosie en de intoxicatie ten
gevolge van een toxische wolk. De genoemde effecten worden vervolgens vertaald in een kans op doding
door middel van probitfuncties. Ten gevolge van een explosie kunnen ook fragmenten rondgeslingerd
worden, maar het effect hiervan wordt niet beschouwd in de QRA.
Een kwantitatieve risicoanalyse bestaat uit verschillende stappen.
1. Selecteren van relevante installaties;
2. Ontwikkelen van scenario’s;
3. Berekenen van effectafstanden;
4. Berekenen van scenariofrequenties;
5. Berekenen van plaatsgebonden risico en groepsrisico.
Hieronder worden deze stappen kort toegelicht en wordt aangegeven in welke module van het Handboek
Risicoberekeningen hieromtrent informatie kan gevonden worden. Daarnaast zijn in Module 1 een aantal
algemene, overkoepelende aspecten opgenomen, en is in Module 2 (wordt later nog toegevoegd) uitgelegd
op welke manier representatieve stoffen bepaald worden.
Stap 1: selecteren van relevante installaties
Het uitvoeren van een kwantitatieve risicoanalyse vergt heel wat berekeningen waarvan het aantal zeer sterk
toeneemt met het aantal bestudeerde installaties. De praktijk wijst echter uit dat het extern risico van de
meeste bedrijven gedomineerd wordt door de aanwezigheid van een beperkt aantal installaties. Een
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xiii
kwantitatieve risicoanalyse vangt daarom meestal aan met het identificeren van de meest relevante
installaties met gevaarlijke stoffen, zijnde die installaties die een wezenlijke bijdrage hebben tot het extern
risico. Deze stap is echter optioneel. Indien geen voorafgaande selectie wordt uitgevoerd, worden alle
installaties met gevaarlijke stoffen beschouwd in de QRA.
De manier waarop de relevante installaties geselecteerd worden, wordt beschreven in Module 4 (wordt later
nog verder aangevuld).
Algemeen geldt dat geen enkele installatie op voorhand mag uitgesloten worden van de QRA, tenzij in het
Handboek Risicoberekeningen expliciet is vermeld dat het niet moet beschouwd worden. Het uitsluiten van
installaties kan enkel gebeuren mits grondige motivering.
Stap 2: ontwikkelen van scenario’s
Voor alle geselecteerde installaties wordt een set van ongevalscenario’s die representatief zijn voor de
installatie bepaald. Hiervoor moet worden nagegaan op welke manier een gevaarlijk product kan vrijkomen
uit een bepaalde installatie (bv. breuk van de houder) en welke ongewenste fenomenen (bv. vuurbal na
directe ontsteking) vervolgens kunnen optreden.
De manier waarop het vrijkomen van een gevaarlijke stof in de QRA moet gemodelleerd worden, is aan de
hand van de verschillende faalwijzen per type installatie beschreven in Module 5 tot en met Module 10.
De fenomenen die kunnen optreden na een vrijzetting van een gevaarlijke stof, zijn afhankelijk van de aard
van die gevaarlijke stof, de faalwijze, de procescondities en het al dan niet optreden van
vervolggebeurtenissen. In Module 14 wordt beschreven wanneer welk fenomeen moet worden beschouwd.
Eventueel aanwezige gevolgbeperkende maatregelen (bv. automatisch inbloksysteem) kunnen in een aantal
gevallen in rekening worden gebracht. Deze kunnen mogelijks bijkomende scenario’s (bv. werken én falen
inbloksysteem) genereren. Dit wordt beschreven in Module 13.
Voor magazijnen, open opslagplaatsen en opslagcontainers gelden specifieke regels. Deze kunnen
teruggevonden worden in respectievelijk Module 11 en Module 12.
Stap 3: berekenen van effectafstanden
De fenomenen die kunnen optreden kunnen tot op een bepaalde afstand schade toebrengen aan de mens.
In de QRA wordt de 1%-letaliteitsafstand gebruikt als maximale effectafstand.
Elk scenario van zwaar ongeval resulteert in één van volgende fysische effecten:
1. Overdrukbelasting, met als voornaamste mogelijke fenomenen BLEVE, fysische explosie van
samengeperste gassen, gaswolkexplosie (zie Module 18);
2. Warmtestraling, met als voornaamste mogelijke fenomenen plasbrand, fakkelbrand, vuurbal (zie
Module 19);
3. Verbranding, met als voornaamste mogelijk fenomeen wolkbrand (zie Module 19);
4. Toxische belasting, met als voornaamste mogelijk fenomeen intoxicatie (zie Module 20).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xiv
De berekening van de bijhorende effectafstanden en de vertaling naar de kans op doding in functie van de
plaats waar de persoon zich bevindt, gebeurt volgens de werkwijze beschreven in hogervermelde modules.
Naast hogervermelde mogelijke effecten zijn er nog een aantal andere gevolgen mogelijk, zoals een
verhoogde kans op brand door de aanwezigheid van zuurstof. Deze zijn beschreven in Module 21.
Om de effectafstand te kunnen bepalen moet in eerste instantie de bronterm die ontstaat bij vrijzetting van
de gevaarlijke stof bepaald worden. Hierbij wordt onderscheid gemaakt tussen het type vrijzetting, het type
stof en het type installatie. Dit is beschreven in Module 15 m.b.t. de uitstroming van de gevaarlijke stoffen
uit de installaties. Indien er vloeistoffen, al dan niet als rain-outfractie, worden vrijgezet, wordt een plas
gevormd. De vorming en verdamping van de plas wordt beschreven in Module 16.
Als er een wolk gevormd wordt, onmiddellijk na vrijzetting of door verdamping van een plas, wordt deze
daarna gedispergeerd in de omgeving, waarna voor alle locaties in de omgeving de concentratie en bijgevolg
het effect kan bepaald worden. De dispersie van gassen is beschreven in Module 17.
De meteorologische omstandigheden en de omgeving spelen bij het bepalen van de effecten ook een rol.
Deze zijn beschreven in Module 3.
Stap 4: berekenen van scenariofrequenties
Bij elk scenario hoort een frequentie van optreden. Dit is de kans per jaar dat het scenario zich voordoet.
Deze scenariofrequentie wordt bekomen door de basisfaalfrequentie horend bij de faalwijze (zie Module 5
tot en met Module 10) te combineren met de kans op de vervolggebeurtenissen (zie Module 14) en met
eventuele andere kansen of correctiefactoren, zoals faalkansen van veiligheidsmaatregelen (zie Module 13),
gebruiksfracties, aanwezigheidsfracties.
Ook de kans op voorkomen van de weerklasse en de windrichting worden hierin verrekend. Dit wordt
uitgewerkt in Module 3.
Voor magazijnen, open opslagplaatsen en opslagcontainers gelden specifieke regels. Deze kunnen
teruggevonden worden in respectievelijk Module 11 en Module 12.
Stap 5: berekenen van plaatsgebonden risico en groepsrisico
Voor het bepalen van het plaatsgebonden risico op een bepaalde plaats ten gevolge van een bepaald scenario
van een bepaalde installatie wordt de frequentie waarmee dat scenario zich voordoet vermenigvuldigd met
de bijhorende kans op doding op die plaats. Het plaatsgebonden risico van de inrichting wordt bepaald door
op elke plaats in de omgeving het plaatsgebonden risico van alle scenario’s en dit voor alle installaties samen
te tellen.
Voor het bepalen van het groepsrisico dient bijkomend een populatiematrix opgesteld te worden, waarin
voor de omgeving van de inrichting wordt aangegeven hoeveel personen er zich bevinden binnen de 1%-
letaliteitsafstand. De manier waarop dit moet uitgewerkt worden is beschreven in Module 22. Voor elk
scenario wordt vervolgens bepaald hoeveel mensen er tegelijkertijd kunnen sterven. Voor het bepalen van
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xv
het groepsrisico van de inrichting wordt dan voor alle scenario’s en dit voor alle installaties het aantal
slachtoffers samen met de frequentie van het scenario cumulatief uitgezet in de fN-curve.
In §1.6 wordt beschreven welke kans op doding moet meegenomen worden voor het plaatsgebonden en
groepsrisico.
INDIRECTE RISICO’S
In een veiligheidsdocument worden ook indirecte risico’s bestudeerd. Bij de identificatie van de indirecte
risico’s in het veiligheidsdocument komen twee aspecten aan bod. Enerzijds kan de te bestuderen inrichting
zelf optreden als externe gevarenbron en mogelijks indirecte risico’s genereren buiten zijn grenzen.
Anderzijds kan een element in de omgeving van de Seveso-inrichting door zijn aanwezigheid een zwaar
ongeval initiëren op de inrichting.
Om te bepalen of een bepaalde installatie faalt ten gevolge van het falen van een andere installatie werden
faalcriteria voor installaties opgesteld. Deze zijn opgenomen in §23.2.4.
De identificatie van indirecte risico’s gebeurt normaliter semi-kwantitatief, zoals beschreven in de Leidraad
voor het opstellen van een veiligheidsrapport (OMG, 2019b). Eventueel dient deze analyse aangevuld te
worden met een meer kwantitatieve analyse, om na te gaan hoe significant de invloed van de externe
gevarenbron is op de QRA van de inrichting. Ingeval uit deze analyse blijkt dat het effect wel degelijk
significant kan zijn, zal hiermee rekening dienen gehouden te worden in de QRA, door het doorrekenen van
één of meerdere extra scenario’s of door het toepassen van een faalfrequentieverhoging op bepaalde
ongevalsscenario’s.
De manier waarop dit uitgewerkt wordt, is opgenomen in Module 23.
MILIEURISICOANALYSE
De milieurisicoanalyse is een kwalitatieve risicoanalyse van mogelijke vrijzettingen van gevaarlijke stoffen bij
zware ongevallen die schade aan het milieu teweegbrengen. Hierbij dienen de mogelijke verspreidingswegen
van gevaarlijke stoffen, namelijk via water, lucht of bodem, behandeld te worden.
De manier waarop dit uitgewerkt wordt, is opgenomen in Module 24.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xvi
AFKORTINGEN, DEFINITIES EN SYMBOLEN
In deze module zijn alle definities en afkortingen die doorheen het hele handboek gebruikt worden opgelijst.
Voor de symbolen geldt dat enkel de overkoepelende symbolen uit Module 5 tot en met Module 10 hier zijn
opgelijst. De modulespecifieke symbolen zijn bij de betreffende module opgenomen.
AFKORTINGEN
BLEVE Boiling Liquid Expanding Vapour Explosion
Zie bij definities voor verdere uitleg.
CAS-nummer Uniek identificatienummer van een chemische stof in de gegevensbank van de
Chemical Abstracts Service, die behoort tot de American Chemical Society.
CLP Classification, Labelling en Packaging
CLP-verordening: Verordening nr. 1272/2008 van het Europees Parlement en
de Raad van 16 december 2008 betreffende de indeling, etikettering en
verpakking van stoffen en mengsels tot wijziging en intrekking van de
Richtlijnen 67/548/EEG en 1999/45/EG en tot wijziging van Verordening nr.
1907/2006
DIPPR Design Institute for Physical Properties (AICHE, 2016)
LEL Lower Explosion Limit
LFL Lower Flammable Limit
MRA Milieurisicoanalyse
QRA Quantitative Risk Analysis (kwantitatieve risicoanalyse)
Team EV Team Externe Veiligheid
UEL Upper Explosion Limit
VIP Veiligheidsinformatieplan
VR Veiligheidsrapport
DEFINITIES
1%-letaliteitsafstand Afstand waarop het effect van een zwaar ongeval nog 1% van de aan dit effect
blootgestelde personen doodt.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xvii
Aandachtsgebied Een aandachtsgebied is een gebied dat in het kader van de risico’s van zware
ongevallen waarbij gevaarlijke stoffen betrokken zijn, bijzondere aandacht
geniet
− Ofwel vanwege de aanwezigheid van grote groepen van personen;
− Ofwel vanwege hun milieu- of natuurwaarde;
− Ofwel vanwege de intrinsieke mogelijkheid om zware ongevallen te
veroorzaken bij nabijgelegen Seveso-inrichtingen.
Als aandachtsgebied werden daarom aangeduid de gebieden met woonfunctie,
de kwetsbare locaties, de door het publiek bezochte gebouwen en gebieden
(inclusief de recreatiegebieden), de hoofdtransportwegen voor
personenvervoer, de waardevolle of kwetsbare natuurgebieden en de externe
gevarenbronnen.
De verschillende aandachtsgebieden worden verder verduidelijkt in de
Leidraad Aandachtsgebieden (OMG, 2019a).
Automatisch
inbloksysteem
Systeem waarbij de detectie van het lek en het sluiten van de inblokafsluiters
automatisch plaatsvindt. Actie van een operator is niet nodig. (4)
BLEVE Boiling Liquid Expanding Vapour Explosion
Explosie ten gevolge van het instantaan falen van een houder met een tot
vloeistof verdicht gas onder druk bij een temperatuur boven zijn normaal
(atmosferisch) kookpunt. (2)
Brandbare stof Een stof die met lucht van normale samenstelling en druk onder
vuurverschijnselen blijft reageren, nadat de bron die de ontsteking heeft
veroorzaakt, is weggenomen.
Brandweerstand van x
minuten
Een brandweerstand van x minuten komt overeen met een Rf-waarde van x
minuten of een (R)EI-waarde van x.
Catastrofaal falen van
een atmosferische of
drukhouder
Falen waarbij op korte tijd (binnen de 10 minuten) de totale (ogenblikkelijke)
massa aanwezig in de installatie vrijkomt.
In de effectberekening wordt dit gemodelleerd als enerzijds een instantane
vrijzetting (breuk) en anderzijds een continue vrijzetting (volledige uitstroom in
10 minuten).
Catastrofaal falen is de tegenhanger van lekken.
Cilinder Verplaatsbare naadloze drukhouder met een watercapaciteit van meer dan 150
liter en niet meer dan 3.000 liter. (1)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xviii
Cilinderpakket Geheel van cilinders die aan elkaar zijn vastgehecht en onderling door een
verzamelleiding zijn verbonden, dat als een onverbreekbaar geheel vervoerd
wordt. (1)
Continue vrijzetting Vrijzetting van een massa binnen een eindige tijd, gekenmerkt door een
massadebiet.
Hieronder vallen de verschillende soorten lekken, barst en gat bij leidingen,
volledige uitstroming in 10 min en breuk van leidingen, pompen, compressoren,
verladingsinstallaties.
Continue vrijzetting is de tegenhanger van instantane vrijzetting.
Directe ontsteking Ontsteking van een plas, een wolk, een fakkel, … voordat er zich een brandbare
wolk heeft gevormd die voldoende groot is om aanleiding te geven tot een
gaswolkexplosie. (5)
Doorstroombegrenzer Klep die via een ingebouwd mechanisme automatisch sluit wanneer het debiet
een ingestelde waarde overschrijdt. (4)
Double containment
tanksysteem
Atmosferische tank uitgevoerd als een double containment tanksysteem
volgens een erkende internationale norm of standaard.
De meeste double containment tanks voldoen aan volgende beschrijving:
atmosferisch tanksysteem dat een vloeistof- en dampdichte primaire
opslaghouder gebouwd binnen een vloeistofdichte secundaire opslaghouder
omvat. De secundaire opslaghouder is ontworpen om de volledige
vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval van
een lek van de primaire houder, maar is niet bedoeld om de dampen op te
vangen of te beheersen in het geval van een lek van de primaire houder. (7)
Ter info, voor toepassing van het Handboek Risicoberekeningen valt een
zogenaamde cup-tank of ringmanteltank eveneens onder het
toepassingsgebied van het double containment tanksysteem, ook al is de
binnenste tank niet altijd helemaal dampdicht (vb. voor de opslag van gasolie).
Dubbelwandige tank Single containment tanksysteem met twee wanden.
Ter info, een dubbelwandige tank beschikt over een lekdetectiesysteem en de
2e wand moet de vloeistof kunnen opvangen als de 1e wand lekt. Een tweede
omhulsel dat enkel dient om te isoleren of om de isolatie tegen te houden
voldoet niet als tweede wand.
Drukvat Verplaatsbare gelaste drukhouder met een watercapaciteit van meer dan 150
liter en niet meer dan 1.000 liter. (1)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xix
Enkelwandige tank Single containment tanksysteem met één wand.
Ter info, een enkelwandige tank kan een tweede omhulsel hebben met als doel
het tegenhouden en beschermen van isolatie.
Fakkelbrand Verbranding van materiaal dat met een significante stuwkracht uit een opening
tevoorschijn komt. (2)
Flash-fractie Het gedeelte van een tot vloeistof verdicht gas dat bij vrijzetting onmiddellijk
als gas vrijkomt.
Fles Verplaatsbare drukhouder met een watercapaciteit van niet meer dan 150 liter
met uitzondering van spuitbussen. (1)
Flessenbatterij Geheel van flessen die aan elkaar zijn vastgehecht en onderling door een
verzamelleiding zijn verbonden, dat als een onverbreekbaar geheel vervoerd
wordt. (1)
Full containment
tanksysteem
Atmosferische tank uitgevoerd als een full containment tanksysteem volgens
een erkende internationale norm of standaard.
De meeste full containment tanks voldoen aan volgende beschrijving:
atmosferisch tanksysteem dat een vloeistofdichte primaire opslaghouder en
een vloeistof- en dampdichte secundaire opslaghouder omvat. De secundaire
opslaghouder dient zowel de vloeistof op te vangen en de damp te beheersen
in het geval van een lek van de primaire houder. (7)
Fysische explosie Explosie ten gevolge van het instantaan falen van een houder met een gas
onder druk. (2)Ter info, in het Handboek Risicoberekeningen wordt het begrip
fysische explosie gehanteerd voor de samengeperste gassen. Fysische explosie
van tot vloeistof verdichte gassen wordt behandeld onder de benaming BLEVE.
Gaswolkexplosie Explosie ten gevolge van de ontsteking van een brandbare wolk waarin de
vlammen versnellen tot voldoende hoge snelheden om een significante
overdruk te produceren. (2)
Gevaarlijke stoffen Stoffen of mengsels, beantwoordend aan de criteria in bijlage 1, deel 1 of
genoemd in bijlage 1, deel 2 van het Samenwerkingsakkoord.
Groepsrisico Het groepsrisico is de kans (per jaar) dat een bepaald aantal personen of meer
in de omgeving van een inrichting gelijktijdig omkomt ten gevolge van
een zwaar ongeval binnen die inrichting.
Inbloksysteem Repressiesysteem om (een deel van) een installatie te isoleren om (verdere)
uitstroming te voorkomen. Een inbloksysteem bestaat uit een detectiesysteem,
bijvoorbeeld gasdetectie, in combinatie met afsluitkleppen. (4)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xx
Inkuiping Lage constructie van aarde of beton op een geruime afstand rond de opslagtank
met de bedoeling vrijgezette vloeistof op te vangen. (7)
Instantane vrijzetting Vrijzetting van de (totale) (ogenblikkelijke) massa aanwezig in de installatie
binnen een oneindig korte tijd, uitgedrukt in een hoeveelheid.
Hieronder valt breuk van atmosferische houders, drukhouders en
warmtewisselaars.
Instantane vrijzetting is de tegenhanger van continue vrijzetting.
Kuipbrand Plasbrand in een volledig gevulde inkuiping.
Lekken Faalwijze anders dan catastrofaal falen.
LPG-achtigen “Ontvlambare vloeibare gassen, categorie 1 of 2 (inclusief LPG) en aardgas”,
zoals bedoeld in deel 2 van bijlage 1 van het Samenwerkingsakkoord.
Magazijn Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur
11-1 wordt aangeduid als magazijn.
Maximale
aansluitdiameter
Diameter van de grootste leidingaansluiting (horende bij een leiding die de
gevaarlijke stof kan bevatten), onafhankelijk van de fase waarin de stof zich
hierin bevindt, gemeten ter hoogte van de verbinding met de installatie. (5)
Nageleverde massa Massa die in het geval van falen van een installatie vrijkomt nadat de
ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie (instantaan) is vrijgekomen. (5)
Ogenblikkelijke massa Massa die bij normaal bedrijf aanwezig is binnen de grenzen van de installatie
en die bij breuk van de installatie verondersteld wordt instantaan vrij te komen.
(5)
Ontvlambare vloeistof Product ingedeeld in groep 1 volgens §14.4.1.
Open opslagplaats Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur
11-1 wordt aangeduid als een open opslagplaats.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxi
Opslagcontainer Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur
11-1 wordt aangeduid als een opslagcontainer.
Ter info, transportcontainers voor stukgoederen worden niet bedoeld.
Ter info, een illustratief voorbeeld
Opslaginstallatie Installatie waarin geen verandering beoogd wordt van de chemische of de
fysische eigenschappen van de stoffen die zich in de installatie bevinden. In of
aan een opslaginstallatie kunnen voorzieningen aanwezig zijn voor het
handhaven van de opslagcondities, zoals roerwerk, warmtewisselaar,
circulatiesysteem, doseersysteem. Ter verduidelijking, in een opslaginstallatie
− Kan geen reactie plaatsvinden (in normale omstandigheden);
− Kunnen wel verschillende stoffen gemengd worden;
− Kan geen beoogde verandering in druk of temperatuur zijn (in normale
omstandigheden);Kan wel verwarming of koeling aanwezig zijn om de
stof boven of beneden een bepaalde temperatuur (vb. smeltpunt
respectievelijk kookpunt) te houden.Voorbeeld destillatiekolom
− De reboiler van een destillatiekolom wordt beschouwd als
procesinstallatie.
− Het refluxvat wordt beschouwd als opslaginstallatie, op voorwaarde
dat het refluxvat als een apart insluitsysteem kan aangeduid worden.
Zo niet, dan wordt het refluxvat beschouwd als procesinstallatie.
Opslagplaats voor
stukgoederen
Een afgebakende ruimte of zone voor de opslag van stukgoederen.
Opslagtank Zie opslaginstallatie.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxii
Plaatsgebonden risico Het plaatsgebonden risico, uitgedrukt per jaar, is de kans dat een persoon op
een bepaalde plaats in de buurt van een inrichting overlijdt ten gevolge van een
zwaar ongeval in die inrichting, wanneer deze persoon zich gedurende één jaar
permanent en onbeschermd op die plaats zou bevinden.
Ter verduidelijking, dit betekent dat de persoon niet beschermd is tegen het
fenomeen dat bekeken wordt. Vb. hij heeft geen kleding aan om zich te
beschermen tegen brand, hij zit niet binnen om zich te beschermen tegen
toxische wolken, hij zit niet buiten om zich te beschermen tegen glasbreuk.
Plasbrand Verbranding van materiaal dat verdampt uit een vloeistoflaag aan de basis van
de brand. (2)
Probitfunctie
Probit = Probability unit
Een probitfunctie geeft onrechtstreeks de kans op een bepaalde schade aan.
De waarde van de probitfunctie is gekoppeld aan een bepaalde kans. Een
probitfunctie legt het verband tussen bepaalde karakteristieken van een
(zwaar) ongeval en de schade die daardoor kan teweeggebracht worden.
Procesinstallatie Installatie die geen opslaginstallatie is. (5)DV 5/09/2017: voorlopig wordt niets
gezegd over de faalfrequenties die moeten gebruikt worden voor de reboiler, die van
een procesdrukvat of die van een warmtewisselaar. Beide zijn dus in principe mogelijk.
Rain-outfractie Het gedeelte van een tot vloeistof verdicht gas dat bij vrijzetting onmiddellijk
als vloeistof neervalt en een plas vormt.
Risico
De waarschijnlijkheid (of kans) van het optreden van schade (hier naar
aanleiding van het ongewenst vrijzetten van een gevaarlijke stof).
Samenwerkingsakkoord Samenwerkingsakkoord tussen de Federale Staat, het Vlaamse Gewest, het
Waalse Gewest en het Brussels Hoofdstedelijk Gewest betreffende de
beheersing van de gevaren van zware ongevallen waarbij gevaarlijke stoffen
zijn betrokken.
Semi-automatisch
inbloksysteem
Systeem waarbij de detectie van het lek automatisch plaatsvindt en leidt tot
een alarmsignaal op een continu bemande controleplaats. Na validatie van het
signaal sluit de operator de inblokafsluiters vanaf de controleplaats. (4)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxiii
Single containment
tank(systeem)
Atmosferische tank niet uitgevoerd als een double of full containment
tanksysteem volgens een erkende internationale norm of standaard.
De meeste single containment tanks voldoen aan volgende beschrijving:
atmosferisch tank(systeem) dat een vloeistofdichte opslaghouder en een
dampdichte opslaghouder omvat. Het kan een vloeistof- en dampdichte
enkelwandige tank zijn of een tanksysteem bestaande uit een binnenste en een
buitenste opslaghouder, ontworpen en geconstrueerd zodat enkel de
binnenste opslaghouder vloeistofdicht dient te zijn en de vloeistof dient te
bevatten. (7)
Het tanksysteem kan enkelwandig of dubbelwandig uitgevoerd zijn.
Ter info, het kan zijn dat de (binnenste) tank niet dampdicht is, zoals bv. bij de
opslag van gasolie voorkomt.
Een single containment tank wordt meestal omgeven door een inkuiping.
Spoorwagon Houder voor het vervoer van stoffen in bulk over het spoor.
Sprayfractie Het gedeelte meegesleurde vloeistof dat bij de vrijzetting van een tot vloeistof
verdicht gas als druppels in de gasfase komt.
Stofexplosie Explosieve verbranding van een mengsel van stofdeeltjes en lucht. (2)
Stralingswarmteflux
(uitgezonden)
Energie die per tijdseenheid en per oppervlakte-eenheid vanuit de vlam door
straling wordt overgedragen aan de omgeving. (2)
Stukgoed Verplaatsbaar recipiënt met een inhoud van niet meer dan 3 m³ en geschikt
voor de opslag van vloeistoffen of vaste stoffen. Het gaat hierbij typisch om
IBC’s, vaten, jerrycans, zakken, bigbags. (8)
In Module 11 en Module 12 wordt met stukgoed ook steeds gassen in
eenheidsverpakkingen (typisch spuitbussen) bedoeld.
Flessen, drukvaten en cilinders vallen hier niet onder.
Stukgoedbehandeling Elke handeling om stukgoederen te verplaatsen. Het oppakken en elders terug
neerzetten van een pallet met stukgoederen of van een afzonderlijk stukgoed
wordt beschouwd als één stukgoedbehandeling. (8)
Survivalfractie Gewichtsfractie (zeer) toxisch onverbrand product die wordt meegevoerd met
het rookgas.
Tankcontainer Intermodale houder voor het vervoer van stoffen in bulk. De houder staat in
een stalen frame om de container te kunnen verplaatsen tussen de
verschillende transportmodi.
Tankwagen Houder voor het vervoer van stoffen in bulk over de weg.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxiv
Terugslagklep Klep die via een ingebouwd mechanisme automatisch sluit wanneer de richting
van het debiet tegengesteld is aan de ingestelde richting. (4)
Uitstroming in 10
minuten
Continue vrijzetting van de ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie in
exact 10 minuten.
Veiligheidsdocument Document dat aan het Team Externe Veiligheid wordt voorgelegd ter
goedkeuring, ter beoordeling of ter controle, waarin een (kwantitatieve)
risicoanalyse werd uitgewerkt. In het bijzonder, doch niet uitsluitend, gaat het
om omgevingsveiligheidsrapporten, ruimtelijke veiligheidsrapporten,
veiligheidsnota’s, Samenwerkingsakkoord-veiligheidsrapporten en
veiligheidsstudies.
Verplaatsing
tankcontainer
Het oppakken en elders terug neerzetten van een tankcontainer.
Vertraagde ontsteking Ontsteking van een brandbare wolk op het moment dat deze wolk voldoende
groot is om aanleiding te kunnen geven tot een gaswolkexplosie. (3)
Viewfactor Factor die aangeeft hoe het ontvangende oppervlak gepositioneerd is ten
opzichte van het vlamoppervlak en die louter wordt bepaald door de
geometrie. Meer specifiek bepaalt de viewfactor welke fractie van de
uitgezonden straling rechtstreeks invalt op het ontvangende oppervlak. (2)
Vuurbal Voldoende snel brandend vuur, zodat de brandende massa opstijgt in de lucht
als een wolk of bal. (2)
Wolkbrand Brand ten gevolge van de ontsteking van een brandbare wolk waarin de
vlamsnelheid onvoldoende is om een significante overdruk te produceren. (6) Referenties bij definities
(1) (ADR, 2014)
(2) (VROM, 2005d)
(3) (Protec Engineering, 2015c)
(4) (RIVM, 2009)
(5) (Protec Engineering, 2015a)
(6) (LNE, 2016a)
(7) (EN 14620-1, 2006)
(8) (SGS, 2007)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxv
SYMBOLEN
deq [mm] Equivalente lekdiameter
Dmax [mm] Maximale aansluitdiameter
Zie bij definities voor verdere uitleg.
D10 [mm] Lekdiameter die aanleiding geeft tot een vrijzetting in 10 minuten van de
ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie (1)
DL, max [mm] Maximale lekdiameter (= min (Dmax, D10))
Referenties bij symbolen
(1) (Protec Engineering, 2015a)
VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
Oktober ‘18 2.0 Verwerking Q&A 17/01 omtrent destillatiekolom en 18/04 omtrent
flessenbatterij en cilinderpakket
Toevoeging begrippen cilinderpakket, dubbelwandige tank, enkelwandige tank,
opslagcontainer
Tekstuele verduidelijkingen
April ‘19 2.1 Toevoeging begrip opslagcontainer
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxvi
BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
Hieronder wordt voor enkele definities een beetje achtergrondinformatie gegeven.
Bij de definitie van brandweerstand
De Rf-waarde is een typisch Belgische terminologie die nog wel veel gebruikt wordt, maar eigenlijk vervangen
is door de Europese REI-classificatie. Rf staat voor Résistance au feu en duidt op een algemene
brandweerstand. Heeft een constructie-element een Rf-waarde van een uur, dan gaat men ervan uit dat het
een uur stabiel, vlamdicht en thermisch geïsoleerd blijft. Het is via die waarde niet mogelijk om precies te
achterhalen wanneer er specifieke problemen opduiken op het vlak van stabiliteit, vlamdichtheid of isolatie
van de structuren.
De brandweerstand van constructie-elementen wordt tegenwoordig aangegeven met de Europese REI-
classificatie. Drie elementen spelen daarbij een rol: het draagvermogen, de weerstand of de stabiliteit van
de onderdelen (R), de vlamdichtheid (E) en de thermische isolatiecapaciteiten (I). Deze waarden worden –
op basis van testresultaten – uitgedrukt in minuten (15, 20, 30, 45, 60, 90, 120, 180, 240 en 360 minuten) en
indien nodig naar beneden afgerond. Blijft een dragende brandmuur bij een brand bijvoorbeeld 130 minuten
stabiel, 98 minuten vlamdicht en 50 minuten thermisch geïsoleerd, dan spreken we van de waarden R 120,
E 90, I 45 en bijgevolg ook REI 45.
Bij de definities single (enkelwandig en dubbelwandig), double en full containment tanksysteem
De definities voor de verschillende atmosferische tanksystemen gaan uit van de erkende internationale
normen. Voor het bepalen van het type van de tank wordt gekeken of de tank voldoet aan de voorwaarden
voor een double of full containment tanksysteem. Als dat zo is, dan is het voor de uitvoering van de QRA
respectievelijk een double of full containment tanksysteem. Als dat niet zo is, dan is het voor de uitvoering
van de QRA een single containment tanksysteem, en dan kan er nog een onderscheid gemaakt worden tussen
enkelwandige en dubbelwandige tanks. Dit is samengevat in het beslissingsdiagram van Figuur 0-1, dat niet
los van de gegeven definities en bijhorende toelichtingen kan gebruikt worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxvii
Figuur 0-1: Beslissingsdiagram voor atmosferische tanks (als toelichting bij de definities)
Daarnaast zijn bij de definities beschrijvingen gegeven voor de meest voorkomende types van single, double
en full containment tanksystemen. Deze zijn gebaseerd op de normen hieromtrent en geven een algemeen
beeld over het systeem van de tank. Zie hiervoor ook de achtergrondinformatie bij Module 5.
Over het onderscheid tussen dubbelwandige tanks enerzijds en double en full containment tanks anderzijds
kan nog hetvolgende vermeld worden. De double en full containment tanks bestaan altijd uit minstens 2
wanden. Een single containment tanksysteem kan bestaan uit 1 of 2 wanden, hetgeen respectievelijk
overeenkomt met een enkelwandige of een dubbelwandige tank. Het onderscheid tussen een
dubbelwandige tank aan de ene kant en een double of full containment tank aan de andere kant is daarmee
niet altijd zonder meer duidelijk op basis van de gegeven beschrijvingen, aangezien de 3 types over 2 wanden
beschikken.
Om inzicht te bieden in het onderscheid tussen dubbelwandige tanks enerzijds en double en full containment
tanks anderzijds, wordt in Tabel 0-1 een overzicht gegeven van de eigenschappen van deze tanks op basis
van een beperkte literatuurstudie. Op basis hiervan kan echter niet in alle gevallen een duidelijk onderscheid
gemaakt worden, maar het geeft wel een indicatie. Voor het uitvoeren van de QRA wordt daarom
Is volgens een erkende internationale norm of
standaard uitgevoerd als een full containment
tanksysteem?
Is volgens een erkende internationale norm of
standaard uitgevoerd als een double containment
tanksysteem?
Nee
Nee
Is dubbelwandig uitgevoerd, met
lekdetectiesysteem en in staat om de vloeistof op
te vangen bij lekken van de binnenste wand?
Full containment tanksysteem
Double containment
tanksysteem
Dubbelwandig single
containment tanksysteem
Enkelwandig single
containment tanksysteem
Nee
Ja
Ja
Ja
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxviii
aangeraden om uit te gaan van de norm of standaard waaraan de tank voldoet en dit af te stemmen met het
Team Externe Veiligheid.
Tabel 0-1: Overzicht dubbelwandige tanks versus double en full containment tanks
Dubbelwandige tanks Double (DC) en full (FC) containment tanks
Eerder voor vloeistoffen, maar tot vloeistof
gekoelde gassen niet uitgesloten
Eerder voor tot vloeistof gekoelde gassen, maar
vloeistoffen niet uitgesloten
Eerder kleine tanks Eerder grote tanks
Stalen of kunststoffen buitentank Stalen of betonnen buitentank
Buitentank is niet bedoeld om vloeistof op te
vangen, maar moet wel een tijdelijke opvang
mogelijk maken
Buitentank is wel bedoeld om vloeistof op te vangen
Buitentank hoeft niet even sterk te zijn als de
binnentank
Buitentank is minstens even sterk als de binnentank
Buitentank hoeft niet een volledige 2e tank te zijn
(dus niet volledig dubbelwandig)
Buitentank is wel een volledige 2e tank (bij DC wel
niet gesloten bovenaan)
Buitenwand is steeds volledig gesloten Buitenwand is volledig gesloten bij FC, niet bij DC
Beide wanden bevinden zich eerder dicht bij elkaar Beide wanden kunnen tot 2 of 6 m uit elkaar liggen
voor respectievelijk FC en DC
Wat betreft de cup-tanks kan hetvolgende meegegeven worden. Een cup-tank is een tweede tank die
gebouwd is rond een tank met 1 wand met een afstand van ongeveer 1,5 m. De tweede tank is even sterk
als de tank zelf en is gebouwd om alle vloeistof te kunnen opslaan (EC, 2006). Aangezien dit type tank het
meeste aansluit bij de double containment tanks, wordt dit behandeld als double containment tank. Deze
tanks worden ook ringmanteltanks genoemd.
Bij de definitie van inkuiping
De definitie is de letterlijke vertaling van de norm (EN 14620-1, 2006): “bund wall = low construction of earth
or concrete surrounding the storage tank at a considerable distance to contain spilled liquid”. Er is ook
bewust voor gekozen om dit vaag te houden door gebruik te maken van de woorden “laag” en “geruim”.
Bedoeling van de definitie is om het onderscheid te maken met een secundaire houder van een double en
full containment tank.
Bij de definitie van opslaginstallatie
De redenen om het refluxvat van een destillatiekolom als opslaginstallatie te beschouwen kunnen als volgt
samengevat worden:
− Het komt overeen met de definitie voor opslaginstallatie.
− In Nederland wordt het refluxvat als opslagvat beschouwd, hetgeen kan afgelezen worden uit de
tabel met toegepaste faalfrequenties (RIVM, 2015).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxix
− Blijkbaar worden refluxvaten (bijna) altijd voorzien van snelafsluiters waardoor ze volledig kunnen
afgezonderd worden van de rest van de destillatiesectie. Als dit het geval is, dan beschouwen we
het als opslag. Als dit niet het geval is, dan beschouwen we het als proces.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-1
MODULE 1. ALGEMEEN
Deze module behandelt enkele algemene aspecten betreffende de (kwantitatieve) risicoberekeningen, zoals
de software en de stoffendatabank die kunnen gebruikt worden, enkele specifieke zaken omtrent de
faalwijzen en faalfrequenties, een woordje uitleg over het berekenen van schade aan de hand van
probitfuncties.
1.1 SYMBOLEN
a en b Constanten in de probitfunctie die afhangen van het bestudeerde effect, het
schadebeeld en de betrokken stoffen
c Parameter in de probitfunctie die de intensiteit van het effect weergeeft
Pletaal [-] Letaliteit, kans op schade (doding)
Pr [-] Probitwaarde behorende bij de sterftekans (probit = probability unit)
1.2 SOFTWARE
Voor het berekenen van de risico’s voor de mens wordt gebruik gemaakt van een softwareprogramma, dat
voldoet aan het Handboek Risicoberekeningen.
1.3 DATABANKEN
Voor het bepalen van de stofeigenschappen van de verschillende stoffen in de QRA wordt gebruik gemaakt
van de DIPPR-databank, meer bepaald van de standaardwaarde of –correlatie, indien meerdere waarden of
correlaties beschikbaar zijn. De gebruikte versie is bij voorkeur niet ouder dan 5 jaar. De gebruikte versie
wordt steeds genoteerd in het veiligheidsdocument.
Indien de stof niet voorkomt in deze databank, wordt een andere bron gebruikt. De referentie en de
belangrijkste gegevens worden opgenomen in het veiligheidsdocument.
1.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
Bij het uitvoeren van een QRA moeten voor elke geselecteerde installatie de faalwijzen en bijhorende
faalfrequenties bepaald worden. Naast het gebruik van generieke waarden is het in bepaalde, zeer specifieke
gevallen ook mogelijk of noodzakelijk om faalfrequentiereductie of –verhoging toe te passen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-2
1.4.1 Generieke waarden
In modules 5 tot en met 10 worden de faalwijzen, equivalente lekdiameters en generieke faalfrequenties per
installatie(onderdeel) binnen een inrichting weergegeven. In de kwantitatieve risicoanalyse dienen al deze
faalwijzen in rekening gebracht te worden en dient van de opgegeven equivalente lekdiameters en generieke
faalfrequenties gebruik gemaakt te worden. De in dit handboek weergegeven faalfrequenties hebben
voorrang op alle in andere literatuur te vinden faalfrequenties.
De generieke faalfrequenties zijn enkel geldig wanneer het betreffende bedrijf een degelijk
veiligheidsbeheersysteem heeft.
Indien blijkt dat andere dan de in dit handboek opgenomen installaties relevant zijn voor de externe
veiligheid, dienen deze met een onderbouwde faalfrequentie in de kwantitatieve risicoanalyse meegenomen
te worden.
1.4.2 Faalfrequentiereductie
In uitzonderlijke gevallen kan van de generieke faalfrequenties afgeweken worden middels een
faalfrequentiereductie, die berust op bijzondere, aanvullende, preventieve veiligheidsmaatregelen die de
normaal te verwachten preventieve veiligheidsmaatregelen overstijgen. Standaardvoorzieningen, zoals
breekkoppelingen en wegrijbeveiligingen bij verladingsinstallaties, kunnen dus niet in rekening worden
gebracht.
Faalfrequentiereductie zal enkel toegestaan worden na het uitvoeren van niet conservatieve berekeningen
en na uitputting van andere mogelijke maatregelen, zoals bijvoorbeeld het onderzoeken van alternatieven,
of bijvoorbeeld het invoeren van effectreducerende maatregelen.
Faalfrequentiereductie wordt in de regel slechts aangevraagd voor de dominante scenario’s uit de QRA, zoals
bepaald bij de risicorangschikking. Op basis van de berekeningen met de generieke faalfrequenties kunnen
de meest dominante scenario’s geselecteerd worden. Deze kunnen dan verder onderzocht worden in het
kader van een eventuele faalfrequentiereductie.
Bij gebruik van faalfrequentiereductie moet steeds een grondige motivering toegevoegd worden in het
veiligheidsdocument en moet de gevolgde werkwijze duidelijk beschreven zijn.
1.4.2.1 Oorzakenanalyse en maatregelen
De faalfrequentiereductie dient gebaseerd te worden op een gedetailleerde oorzakenanalyse, die een
opsomming geeft van de verschillende mogelijke deeloorzaken, die (al dan niet individueel of opeenvolgend)
aanleiding geven tot het falen van het beschouwde installatieonderdeel. Aan elke (deel)oorzaak is een
relatieve bijdrage gekoppeld.
De oorzakenanalyse is bij voorkeur bedrijfseigen. Deze kan uiteraard gestoeld zijn op generieke in de
literatuur beschikbare oorzakenanalyses, maar dan aangepast aan de bedrijfseigen condities en de
desbetreffende (dominante) scenario’s.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-3
Deeloorzaken die niet relevant zijn, worden niet meegenomen in de faalfrequentiereductie. Voor elke
deeloorzaak wordt bepaald tot welke faalwijze(n) deze leidt. De berekende reductie geldt enkel voor de
faalfrequentie(s) horende bij deze faalwijze(n). Voor de eenvoud kunnen de faalwijzen ondergebracht
worden in twee groepen, bv. catastrofaal falen en lekken. De bijdragen van de relevante deeloorzaken
worden per faalwijze herschaald tot 100%.
Tegenover elke (deel)oorzaak kan een veiligheidsmaatregel of een pakket van veiligheidsmaatregelen
geplaatst worden die aanleiding kunnen geven tot een reductie van de relatieve bijdrage van deze
(deel)oorzaak. Een veiligheidsmaatregel kan uiteraard aanleiding geven tot de reductie van de bijdrage van
meerdere (deel)oorzaken. De veiligheidsmaatregelen worden duidelijk en omstandig beschreven. De
aanwezigheid, de operationaliteit, de effectiviteit, de efficiëntie en de betrouwbaarheid ervan moeten op
voldoend geachte wijze aangetoond worden.
In oorzakenanalyses wordt dikwijls de categorie “oorzaak onbekend” opgenomen. Deze categorie omvat
falingen waarvoor in de literatuur geen eenduidige oorzaak wordt opgegeven, of waarvoor een combinatie
van oorzaken aan de basis ervan lag. De relatieve bijdrage van deze categorie kan niet gereduceerd worden.
1.4.2.2 Correctiefactoren
Voor elke maatregel wordt bepaald op welke faaloorzaken deze een invloed heeft en wordt een
correctiefactor bepaald. De correctiefactoren worden kwantitatief bepaald, bijvoorbeeld m.b.v. een
foutenboomanalyse. Enkel indien een kwantitatieve bepaling van de correctiefactor niet mogelijk wordt
geacht, mag deze bepaald worden op basis van de vuistregels uit Tabel 1-1. In elk geval worden de normaal
te verwachten en de bijzondere, aanvullende preventieve veiligheidsmaatregelen met elkaar vergeleken.
Tabel 1-1: Correctiefactoren voor faalfrequenties
Nr. Omstandigheid Correctiefactor
1. Organisatorische of beleidsmatige veiligheidsmaatregel 0,10
2. Technische veiligheidsmaatregel 0,05
3. Technische veiligheidsmaatregel, redundant uitgevoerd en bewaakt door
een veiligheidsschakeling los van de procescomputer 0,01
De correctiefactor wordt vervolgens vermenigvuldigd met de relatieve bijdrage van de relevante faaloorzaak.
Nadat dit voor alle bijzondere maatregelen is gebeurd, levert sommatie van alle gecorrigeerde bijdragen van
alle faaloorzaken de gereduceerde faalfrequentie. De uiteindelijk gereduceerde faalfrequentie mag nooit
kleiner zijn dan 10% van de generieke faalfrequentie uit dit handboek.
1.4.3 Faalfrequentieverhoging
Faalfrequentieverhoging zal typisch toegepast worden in het kader van indirecte risico’s. Dit wordt
besproken in Module 23.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-4
Voor faalfrequentieverhoging die niet het gevolg is van indirecte risico’s gelden geen specifieke richtlijnen.
Bij gebruik van faalfrequentieverhoging moet steeds een grondige motivering toegevoegd worden in het
veiligheidsdocument en moet de gevolgde werkwijze duidelijk beschreven zijn.
1.5 KANS OP SCHADE
Voor het bepalen van de kans op schade aan mensen wordt gebruik gemaakt van zogenaamde probitfuncties.
Deze functies leggen een verband tussen de effecten van een zwaar ongeval (bv. toxische belasting,
warmtestraling, drukgolven) en de (kans op) schade die een persoon daarvan kan ondervinden. Algemeen is
dit verband logaritmisch uit te drukken volgens
Pr = a + b.ln(c)
Tussen de probitwaarde Pr en de kans op schade (doding) bestaat een functioneel verband. De probit wordt
omgerekend naar een kans op doding Pletaal met behulp van
𝑃𝑙𝑒𝑡𝑎𝑎𝑙 =1
2+1
2∙ 𝑒𝑟𝑓 (
𝑃𝑟 − 5
√2)
In veiligheidsdocumenten wordt als schadebeeld de letaliteit (sterfte) gehanteerd, m.a.w. de doding van
mensen. Een kans op doding van 1% komt overeen met een probitwaarde van 2,67.
Voor elk van de drie effectentypes, zijnde overdruk, thermische straling en toxische belasting, wordt de te
gebruiken probitfunctie voor doding van mensen gegeven in respectievelijk Module 18, Module 19 en
Module 20.
1.6 SCHADEMODELLEN VOOR LETALITEIT
Voor elk van de drie effectentypes wordt in Tabel 1-2 aangegeven wanneer welk letaliteitspercentage moet
toegepast worden en dit voor zowel het plaatsgebonden risico als voor het groepsrisico.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-5
Tabel 1-2: Overlijdingskansen voor thermische straling, overdruk en toxische effecten
Gebied Plaatsgebonden
risico
Groepsrisico binnen Groepsrisico buiten
Thermische straling *
Binnen vlamgebied 1 1 1
Warmtestraling ≥ 35 kW/m² 1 1 1
Warmtestraling < 35 kW/m² Pletaal 0 0,14 x Pletaal
Overdruk
Overdruk ≥ 1 bar 1 1 1
Overdruk < 1 bar Pletaal Pletaal 0
Toxische effecten
Pletaal o.b.v.
buitenconcentratie
Pletaal o.b.v.
binnenconcentratie
Pletaal o.b.v.
buitenconcentratie
* Voor vuurbal wordt geen onderscheid gemaakt in warmtestralingsniveau’s en worden buiten het vlamgebied steeds de overlijdingskansen gebruikt die opgenomen zijn bij “warmtestraling < 35 kW/m²”. Bij wolkbrand wordt enkel direct vlamcontact beschouwd en geen warmtestralingseffecten (zie §19.6).
Pletaal wordt bepaald aan de hand van de probitfuncties voor respectievelijk thermische straling (zie §19.2.2),
overdruk (zie §18.2.2) en toxische effecten (zie §20.3).
Het vlamgebied voor een wolkbrand wordt bepaald door de verticale projectie van de brandbare wolk op het
grondoppervlak. Voor wolkbrand geldt dat het vlamgebied kan beperkt worden tot de verticale projectie
van het deel van de brandbare wolk dat zich tussen 0 en 10 m hoogte bevindt.
Het vlamgebied voor een plasbrand, een fakkelbrand en een vuurbal is de verticale projectie van de vlam op
het grondoppervlak. Voor plasbrand en fakkelbrand geldt dat het vlamgebied kan beperkt worden tot de
verticale projectie van het deel van de vlam dat zich tussen 0 en 2 m hoogte bevindt. Voor vuurbal kan geen
beperking ingevoerd worden voor het vlamgebied.
1.7 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 8/13 omtrent faalfrequentiereductie, Q&A 18/02 omtrent de
bepaling van het vlamgebied
Deel omtrent faalcriteria voor installaties veplaatst naar Module 23
Toevoeging bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-6
1.8 BIJLAGE: STATISTISCHE ACHTERGROND
In de aanbevolen faalfrequenties wordt het betrouwbaarheidsinterval berekend uitgaande van de
Poissonverdeling. Voor berekening van het betrouwbaarheidsinterval rond het gemiddelde van de
Poissonverdeling wordt gebruik gemaakt van de methode volgens (Rohlf & Sokal, 1995). Deze waarden
worden aanbevolen omdat ze een continu verloop vertonen.
Voor waarden van (aantal incidenten) kleiner of gelijk aan 50 ( 50) kan het 99% tweezijdig
betrouwbaarheidsinterval voor een Poissonveranderlijke berekend worden door middel van de
overeenkomende waarden uit onderstaande tabel.
Voor waarden van (aantal incidenten) groter dan 50 ( > 50) kan het 99% tweezijdig
betrouwbaarheidsinterval berekend worden met volgende formules:
− Voor de ondergrens:
𝑀𝑜 = 𝜆 −1
2+3
8∙ 2,5762 − 2,576 ∙ √𝜆 −
1
2+1
8∙ 2,5762
− voor de bovengrens:
𝑀𝑏 = 𝜆 +1
2+3
8∙ 2,5762 + 2,576 ∙ √𝜆 +
1
2+1
8∙ 2,5762
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-7
Tabel 1-3: 99% tweezijdige betrouwbaarheidsintervallen voor Poissonveranderlijke (1 – 2α = 0,99; α = 0,005)
Tweezijdig interval (Rohlf & Sokal, 1995) Tweezijdig interval (Rohlf & Sokal, 1995)
Aantal incidenten
() Ondergrens Bovengrens
Aantal incidenten
() Ondergrens Bovengrens
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
0,000
0,011
0,149
0,437
0,824
1,280
1,786
2,331
2,907
3,508
4,131
4,772
5,289
5,829
6,668
7,337
7,756
8,727
9,313
10,010
10,859
11,264
12,347
12,793
13,794
14,308
5,288
7,336
9,312
11,263
12,762
14,307
15,813
17,312
18,807
20,298
21,359
22,844
24,326
25,376
26,855
28,334
29,376
30,852
32,328
33,365
34,840
35,874
37,347
38,379
39,852
40,881
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
15,277
15,814
16,801
17,313
18,363
18,808
19,874
20,299
21,360
22,043
22,845
23,765
24,327
25,377
25,829
26,856
27,718
28,335
29,377
29,901
30,853
31,840
32,329
33,366
34,183
42,354
43,381
44,854
45,880
47,352
48,376
49,848
50,872
52,343
53,366
54,837
55,859
56,879
58,351
59,371
60,842
61,862
62,880
64,352
65,370
66,841
67,859
68,876
70,348
71,364
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-8
1.9 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat
verduidelijking vragen.
1.3 Databanken
Er is gekozen om te werken met de DIPPR-databank met een versie die bij voorkeur niet ouder is dan 5 jaar.
Aangezien de databank niet in zijn geheel periodiek wordt herzien, geldt de datum van de laatste update. Op
die manier kunnen we de stand der techniek volgen zonder het handboek of de softwareprogramma’s steeds
te moeten aanpassen, wat wel het geval zou zijn indien een bepaalde versie wordt opgegeven.
Tijdens de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werd aangegeven dat niet alle gegevens (vb.
explosiegrenzen) voor alle stoffen correct zijn in de DIPPR databank. Het Team EV is van mening dat het in
deze gevallen aan de deskundigen is om dit aan te kaarten bij DIPPR, zodat zij hun databank kunnen
aanpassen. Het Team EV gaat deze taak niet op zich nemen.
Verder werd aangegeven dat in de volledige DIPPR databank meerdere correlaties per eigenschap mogelijk
zijn en dat er dus een keuze moet gemaakt worden. De simpele, goedkope versie heeft echter maar 1
correlatie. Vermoed wordt dat dit de standaardcorrelatie is.
1.4.2 Faalfrequentiereductie
Een faalfrequentiereductie berust op bijzondere, aanvullende, preventieve veiligheidsmaatregelen die de
normaal te verwachten preventieve veiligheidsmaatregelen overstijgen.
Er wordt bepaald tot welke faalwijze(n) de faaloorzaak (in de regel) leidt. Indien een faaloorzaak bv. niet
bijdraagt tot het catastrofaal falen, dan kan een veiligheidsmaatregel die tegenover deze faaloorzaak
geplaatst wordt slechts de lekfrequenties reduceren. Bijgevolg moeten desgevallend twee sets
reductiefactoren bepaald worden, één voor catastrofaal falen en één voor lekken.
1.6 Schademodellen voor letaliteit
Overlijdingskansen voor vuurbal
Bij warmtestraling boven 35 kW/m² wordt aangenomen dat het gebouw in brand staat. Vandaar dat daar
overal letaliteit gelijk is aan 1. Voor vuurbal lijkt dit echter niet realistisch, omdat een vuurbal niet voldoende
lang aanhoudt om een gebouw in lichterlaaie te zetten. Bij langdurige fenomenen zoals plas- of
fakkelbranden is dit wel een realistische aanname.
Op het overlegmoment van 20/12/2016 met erkende VR-deskundigen (LNE, 2016b) wordt overeengekomen
om voor vuurbal (niet voor de andere fenomenen) de letaliteit voor het plaatsgebonden risico bij
warmtestraling ≥ 35 kW/m² gelijk te stellen aan Pletaal. Voor het groepsrisico worden ook dezelfde waarden
overgenomen als voor warmtestraling kleiner dan 35 kW/m². Voor vuurbal wordt er dus geen onderscheid
gemaakt in het warmtestralingsniveau.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-9
Vlamgebied
Voor wolkbrand, plasbrand en fakkelbrand leidt de verticale projectie van de brandbare wolk of de vlam tot
onrealistisch grote vlamgebieden. Deze worden als onrealitistisch gezien, omdat de personen zich in feite
niet binnen het op deze manier berekende vlamgebied kunnen bevinden, doordat de wolk of vlam langgerekt
en/of hellend is. De vastgelegde waarden zijn voorgesteld geweest door een erkende VR-deskundige.
Voor vuurbal is het niet nodig om beperkingen op te leggen aan het op deze manier berekende vlamgebied,
aangezien het geen langgerekte of hellende vlam betreft.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-1
MODULE 3. METEOROLOGISCHE EN OMGEVINGSPARAMETERS
Deze module behandelt de meteorologische en omgevingsparameters die nodig zijn voor de QRA.
Achtereenvolgens worden de meteorologische parameters, het aantal windsectoren, de gridpunten, de
weerklassen en de ruwheidslengte behandeld. Deze zijn voornamelijk gebaseerd op (KMI, 2014) en (Protec
Engineering, 2015b).
3.1 METEOROLOGISCHE PARAMETERS
De te gebruiken meteorologische parameters worden weergegeven in Tabel 3-1. Deze waarden worden
gebruikt voor zowel de dag- als de nachtsituatie. De dag is gedefinieerd vanaf 8.00 u tot en met 18.59 u
(46%).
Tabel 3-1: Waarden voor de meteorologische parameters
Parameter Symbool Waarde
Temperatuur lucht Ta 13°C
Temperatuur bodem Tg 13°C
Temperatuur water Tw 13°C
Luchtdruk Pa 1,013 bar
Relatieve luchtvochtigheid RH 78 %
Zonnestraling qstraling 270 W/m²
3.2 AANTAL WINDSECTOREN
Er wordt minstens met 12 windsectoren gerekend om een voldoende nauwkeurige risicoberekening te
bekomen.
3.3 GRIDPUNTEN
Voor het bepalen van een aantal meteorologische en omgevingsparameters werd Vlaanderen ruimtelijk
opgedeeld in gridpunten met een resolutie van 4 km x 4 km. Het Team Externe Veiligheid heeft een
rasterkaart gemaakt voor het bepalen van het gridpunt waarin de inrichting gelegen is, gebruik makende
van het middelpunt van het terrein van de inrichting. De shapefile-bestanden voor de rasterkaart zijn
beschikbaar op de website.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-2
3.4 WEERKLASSEN
Er dient gerekend te worden met volgende combinaties van stabiliteitsklassen en windsnelheden:
− klasse B – 3 m/s (B3);
− klasse C – 3 m/s (C3);
− klasse D – 5 m/s (D5);
− klasse D – 7 m/s (D7);
− klasse E – 3 m/s (E3);
− klasse F – 2 m/s (F2).
Op basis van het gridpunt van de inrichting kan in het Excelbestand “Meteodata” (tabblad “Meteodata”)
gevonden worden welke frequenties van toepassing zijn voor de betreffende inrichting. Dit betreffen de
gemiddelde frequenties per jaar opgesplitst voor dag en nacht voor de 6 weerklassen.
In zeer specifieke gevallen kan het wenselijk zijn om gebruik te maken van maandgemiddelde frequenties en
met de maandgemiddelde waarden voor Tabel 3-1, zoals bij een festival in de omgeving. Deze kunnen
bepaald worden met behulp van het programma R. Meer info hierover kan gevonden worden in Bijlage
(§3.7). De data kunnen teruggevonden worden op de website van het Team EV.
3.5 RUWHEIDSLENGTE
De ruwheidslengte is eveneens afhankelijk van de locatie in Vlaanderen. In het hogergenoemde Excelbestand
“Meteodata” (tabblad “Meteodata”), kan tevens de waarde voor de ruwheidslengte per gridpunt gevonden
worden.
Tot nader order worden ook twee alternatieven geboden, waarbij de ruwheidslengte steeds moet beperkt
worden tot maximaal 1 m:
− Alternatief 1: de waarde van de ruwheidslengte van de omgeving uit het Excel-bestand mag
verhoogd worden met maximaal een factor 2.
− Alternatief 2: de waarde van de ruwheidslengte van de omgeving mag gebaseerd worden op Tabel 3
uit (RIVM, 2015) (cfr. Tabel 3-2 in bijlage).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-3
3.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving en correctie in §3.1
April ‘19 2.0 Tekstuele bijwerkingen
Verwerking Q&A 18/17 omtrent de ruwheidslengte
Verwerking bepalen gridpunt met rasterkaart
Toevoeging bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-4
3.7 BIJLAGE: BEPALEN MAANDELIJKSE METEODATA
Deze handleiding (KMI, 2014) beschrijft hoe maandelijkse meteodata kunnen bekomen worden met de
tabellen gegeven als .RData bestanden, gebruik makend van het software pakket R. Alle hieronder vermelde
bestanden kunnen teruggevonden worden op de website van het Team EV.
3.7.1 R
R is een gratis softwareprogramma dat gebruikt wordt voor statistische toepassingen en visualisatie. Het
programma kan gedownload worden vanaf de webpagina van R: http://www.r-project.org/.
Opgelet, bij het “laden” in R zie je niets gebeuren. Dit gebeurt enkel op de achtergrond.
3.7.2 Maandelijkse meteodata voor een bepaalde Seveso-inrichting
Bepaal het gridpunt van de Seveso-inrichting.
Laden van de maandelijkse meteodata:
> load(“/bestandslocatie/monthlyfinaltable_VL_1981_2010.RData”)
Deze tabel bevat voor alle gridpunten maandgemiddelden van de meteorologische variabelen en
de maandelijkse relatieve frequenties voor iedere weerklasse voor de 30-jarige periode (1981-
2010).
De dimensie van deze tabellen wordt gegeven door:
22 variabelen (meteorologische variabelen (9) + relatieve frequentie voor alle windrichtingen
(1) en voor de windrichtingen afzonderlijk (12))
x 12 (# weerklassen)
x 12 (# maanden)
x 71 gridpunten in de x-richting
x 27 gridpunten in de y-richting.
Selecteren van de meteodata:
> monthlyfinaltable_VL_1981_2010[,,,x,y]
Dit geeft als output alle meteodata voor alle maanden afzonderlijk. Hieronder is als voorbeeld de
maand januari opgenomen voor het gridpunt (28,11).
Opgelet:
− In deze meteodata is nog de weerklasse F1,5 gebruikt. De frequenties die hierbij vermeld worden,
worden gebruikt voor de weerklasse F2.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-5
− In deze tabellen wordt ook een ruwheidslengte vermeld. Deze mag niet gebruikt worden in de QRA.
In (Protec Engineering, 2015b) is voor elk gridpunt een andere waarde afgeleid, namelijk de
gemiddelde waarde van de ruwheidslengte in dit punt en de acht omliggende punten. Deze waarde
is opgenomen in het Excelbestand “Meteodata” en moet gebruikt worden.
Figuur 3-1: Voorbeeld meteodata januari voor Gent
In bovenstaande figuur zijn voor de verschillende parameters volgende benamingen gebruikt.
Parameter Benaming
Temperatuur lucht T2M
Temperatuur bodem TG1
Temperatuur water TS_water
Luchtdruk Surfpression
Relatieve luchtvochtigheid HU2M
Zonnestraling RAD
Windsnelheid Windspd
Menghoogte H
Ruwheidslengte Z0
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-6
3.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat
verduidelijking vragen.
3.4 Weerklassen
De weerklassen zijn bepaald in (KMI, 2014). Achteraf is er in overleg met de erkende VR-deskundigen voor
gekozen om F2 te gebruiken in plaats van de eerder gebruikelijke F1,5 omwille van de instabiele
berekeningen bij F1,5. Dit heeft geen invloed op de door het KMI berekende frequenties voor deze
weerklasse.
3.5 Ruwheidslengte
De ruwheidslengte is een maat voor de invloed van het terrein op de dispersie van de wolk en wordt bepaald
door het terrein windopwaarts. Algemeen wordt een gemiddelde waarde gebruikt voor de omgeving van de
installatie (VROM, 2005e). De waarde moet representatief zijn voor het hele gebied waarover de dispersie
gaat (VROM, 2005d).
In de literatuur zijn verschillende standaardwaarden voor de ruwheidslengte terug te vinden. In het Paarse
Boek (VROM, 2005e) en het Gele Boek (VROM, 2005d) zijn bij wijze van voorbeeld de waarden uit Tabel 3-2
opgenomen. Dit zijn ook de waarden die in (RIVM, 2015) worden opgegeven.
Tabel 3-2: Ruwheidslengte uit (VROM, 2005e; VROM, 2005d; RIVM, 2015)
Ruwheidslengte [m] Beschrijving
0,0002 Open water, minstens 5 km
0,005 Modderbanken, sneeuw, geen vegetatie
0,03 Open vlak terrein, gras, enkele geïsoleerde objecten
0,1 Lage gewassen, occasionele grote obstakels, x/h > 20
0,25 Hoge gewassen, verspreide grote obstakels, 15 < x/h < 20
0,5 Parkgebieden, struiken, talrijke obstakels, x/h < 15
1,0 Regelmatige bedekking met grote obstakels (voorstad, bos)
3,0 Stadscentrum met hoog- en laagbouw
x = typische windopwaartse obstakelafstand
h = hoogte van de corresponderende grote obstakels
Er wordt opgemerkt dat de grootte van de elementen die de ruwheid veroorzaken meer dan 10 keer groter
kunnen zijn dan de ruwheidslengte (VROM, 2005d).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-7
De ruwheidslengte voor Vlaanderen werd bepaald in (KMI, 2014). Hiermee werd een locatieafhankelijke
waarde bekomen per gridpunt van 4 km op 4 km. Omdat het logisch is dat de ruwheidslengte afhankelijk is
van de omgeving, wordt ervoor gekozen om gebruik te maken van deze berekende waarden en niet zomaar
standaardwaarden te gebruiken.
Verder stelt (Protec Engineering, 2015b): “Daarnaast blijkt dat er significante verschillen bestaan in de
ruwheidslengte van aangrenzende gridpunten, daar waar verwacht wordt dat de ruwheidslengte eerder
geleidelijk zal variëren van plaats tot plaats. Anders gesteld, blijkt het grid te grofmazig te zijn voor wat
betreft de ruwheidslengte (in tegenstelling tot voor de andere parameters). Door voor elk gridpunt de
gemiddelde waarde van de ruwheidslengte in dit punt en de acht omliggende punten te nemen, wordt een
meer realistische ruimtelijke spreiding van de ruwheidslengte bekomen. In de verstedelijkte gebieden
bedraagt de ruwheidslengte ongeveer 1 m, terwijl in de meer landelijke gebieden de ruwheidslengte
ongeveer 0,3 m bedraagt. De middeling zorgt er evenwel voor dat de extremen afgevlakt worden: de laagste
waarden zullen toenemen, terwijl de hoogste waarden afnemen.” Er wordt besloten om deze gemiddelde
waarden te gebruiken in het Excel-bestand.
In (Protec Engineering, 2015b) wordt hierover het volgende gesteld. “De ruwheidslengte die in (KMI, 2014)
voor elk gridpunt bepaald werd, is gebaseerd op de ECOCLIMAP-II database (Faroux, 2013). Op basis van deze
database kan het bodemgebruik (bv. bossen, gewassen, woningen …) voor een gridpunt bepaald worden. De
ruwheidslengte die gebruikt wordt in de dispersieberekeningen, dient echter bij voorkeur ook rekening te
houden met het aantal en de grootte van de installaties en gebouwen aanwezig in het industriegebied,
waarin de inrichting zich bevindt. Hiermee werd geen rekening gehouden in de bepaling van de
ruwheidslengte. De ruwheidslengte die gegeven wordt door het KMI is bijgevolg een ondergrens voor de
werkelijke ruwheidslengte: de aanwezigheid van industriële installaties en gebouwen zal immers de
ruwheidslengte verhogen. Vandaar dat aanbevolen wordt de waarden slechts te gebruiken als richtwaarde.”
Er wordt in deze studie ook voorgesteld om 1,0 m als maximumwaarde aan te nemen.
Vermits uit (Protec Engineering, 2015b) blijkt dat het aantal en de grootte van industriële installaties niet is
meegenomen bij de bepaling van de ruwheidslengte van de omgeving, worden tot nader order twee
alternatieven geboden voor de in de Excel-tabel opgenomen richtwaarden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-1
MODULE 4. SELECTIE RELEVANTE INSTALLATIES
Deze module behandelt de manier waarop installaties en stoffen voor de QRA moeten geselecteerd worden.
Er wordt gebruik gemaakt van een top-down benadering, waarbij vertrokken wordt van een heel grove
selectie op basis van de stoffen aanwezig in de installaties. Stap voor stap wordt de selectie verfijnd.
Deze module zal in een latere fase nog verder uitgewerkt worden naar aanleiding van het TWOL-onderzoek
naar de gedifferentieerde risicobenadering (met eventueel nog een selectie op basis van “kleine
hoeveelheden”) en met de Vlaamse Selectiemethodiek. Van deze laatste is al wel een ontwerpversie in
omloop. Na validatie van de methodiek zal deze hier toegevoegd worden.
4.1 SELECTIE O.B.V. GEVAARLIJKE STOFFEN
In het veiligheidsdocument moeten enkel de gevaarlijke stoffen beschouwd worden. Een aantal van deze
stoffen worden beschouwd in de kwantitatieve risicoanalyse. Dit is afhankelijjk van de gevarenklassen tot
de welke de gevaarlijke stof behoort. Tabel 4-1 geeft een oplijsting van de Sevesocategorieën, de hoge- en
lagedrempelwaarden, de gevarenklassen en categoriecodes en de gevarenaanduidingen die opgenomen zijn
in Deel I van Bijlage I van het Samenwerkingsakkoord, waarbij aangegeven wordt of het bijhorende gevaar in
de QRA (m.u.v. het scenario magazijnbrand) beschouwd dient te worden. Indien de gevaarlijke stof ingedeeld
wordt in één van de gevarenklassen waarvan het gevaar in de QRA moet beschouwd worden, dan wordt deze
gevaarlijke stof en de installatie waarin hij zich bevindt voorlopig geselecteerd voor de QRA. Eventueel kan
deze in een volgende selectiestap nog gedeselecteerd worden.
Indien de gevaarlijke stof geen enkele gevarenklasse bevat waarvan het gevaar in de QRA moet beschouwd
worden, dan wordt de stof wel kwalitatief besproken. Alle gevaarlijke stoffen worden m.a.w. uiteindelijk
besproken, kwantitatief of kwalitatief.
Voor de met naam genoemde stoffen die opgenomen zijn in Deel 2 van Bijlage I van het
Samenwerkingsakkoord wordt in eerste instantie nagegaan tot welke gevarenklassen en categoriecodes en
tot welke gevarenaanduidingen de stoffen behoren. Op basis van onderstaand overzicht wordt dan bepaald
of de met naam genoemde stof kwantitatief beschouwd moet worden in het veiligheidsdocument. Indien
dit niet het geval is, wordt de stof kwalitatief besproken.
Voor magazijnen is deze tabel niet van toepassing. Hiervoor wordt integraal verwezen naar Module 11.
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-2
Tabel 4-1: Overzicht van Sevesocategorieën en link met de QRA (m.u.v. magazijnbrand)
Seveso-
categori
e
Gevarenklasse en categoriecode LD HD Gevaren-
aanduiding
GHS-
code
Verduidelijking categorie [CLP] of [SWA3] Beschouwen
in QRA
H1 Acuut toxisch van categorie 1
(inhalatie)
5 20 H330 GHS06 Schadelijke effecten die optreden na orale of dermale
toediening van één dosis van een stof of mengsel of van
verschillende doses binnen 24 uur, of na blootstelling via
inademing gedurende 4 uur [CLP].
Ja
Acuut toxisch van categorie 1
(dermaal)
H310 -
Acuut toxisch van categorie 1 (oraal) H300 -
H2 Acuut toxisch van categorie 2
(inhalatie)
50 200 H330 Ja
Acuut toxisch van categorie 2
(dermaal)
H310 -
Acuut toxisch van categorie 2 (oraal) H300 -
Acuut toxisch van categorie 3
(inhalatie)
H331 Ja
Acuut toxisch van categorie 3 (oraal) H301 Wanneer noch de indeling acute toxiciteit bij inademing
noch de indeling acute dermale toxiciteit kan worden
afgeleid [SWA3].
-
H3 Specifieke doelorgaantoxiciteit
(STOT) eenmalige blootstelling van
categorie 1
50 200 H370 GHS08 Specifieke, niet-letale doelorgaantoxiciteit als gevolg van
eenmalige blootstelling aan een stof of mengsel. Hieronder
vallen alle significante gezondheidseffecten die
lichaamsfuncties kunnen aantasten, ongeacht of zij
omkeerbaar of onomkeerbaar zijn en onmiddellijk en/of
vertraagd optreden [CLP].
-
P1a Instabiele ontplofbare stoffen 10 50 H200 GHS01 Ontplofbare stoffen of mengsels die thermisch instabiel zijn
en/of te gevoelig zijn om normaal te worden behandeld,
vervoerd en gebruikt [CLP].
Ja
Ontplofbare stoffen van subklasse
1.1
H201 Gevaar voor massa-explosie (een massa-explosie is een
explosie die vrijwel onmiddellijk nagenoeg de volledige
aanwezige hoeveelheid treft) [CLP].
Ja
Ontplofbare stoffen van subklasse
1.2
H202 Gevaar voor scherfwerking, maar zonder gevaar voor
massa-explosie [CLP].
-
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-3
Ontplofbare stoffen van subklasse
1.3
H203 Gevaar voor brand en hetzij een gering gevaar voor
luchtdrukwerking, hetzij een gering gevaar voor
scherfwerking, of beide, maar zonder gevaar voor massa-
explosie:
− Waarvan de verbranding aanzienlijke warmtestraling
oplevert; of
− Die een voor een uitbranden, waarbij een geringe
luchtdruk- of scherfwerking, of beide, optreden [CLP].
Ja
Ontplofbare stoffen van subklasse
1.5
H205 Gevaar voor massa-explosie, maar die zo weinig gevoelig
zijn dat er onder normale omstandigheden een zeer geringe
kans bestaat op inleiding of op de overgang van
verbranding naar detonatie [CLP].
Ja
Ontplofbare stoffen van subklasse
1.6
-
Extreem weinig gevoelige voorwerpen zonder gevaar voor
massa-explosie en een verwaarloosbare kans op een
onbedoelde inleiding of voortplanting vertonen [CLP].
-
Stoffen en mengsels met explosieve
eigenschappen volgens methode
A.14 van Verordening (EG) nr.
440/2008 die niet behoren tot de
gevarenklassen organische
peroxiden of zelfontledende stoffen
en mengsels
-
-
P1b Ontplofbare stoffen van subklasse
1.4
50 200 H204 GHS01 Indien uitgepakt of opnieuw ingepakt wordt deze in rubriek
P1a ingedeeld, tenzij anders aangetoond [SWA3].
Gering gevaar bij ontsteking of inleiding. De gevolgen
blijven in hoofdzaak beperkt tot de verpakking en er valt
geen scherfwerking van enige omvang of reikwijdte te
verwachten. Een van buitenaf inwerkende brand mag niet
leiden tot een vrijwel onmiddellijke ontploffing van
nagenoeg de gehele inhoud van de verpakking [CLP].
-
P2 Ontvlambare gassen van categorie 1 10 50 H220 GHS02 Gassen die bij 20 °C en een standaarddruk van 101,3 kPa:
− Ontvlambaar zijn wanneer zij 13 volumepercent of
minder uitmaken van een mengsel met lucht; of
Ja
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-4
− Een ontvlambaarheidsinterval met lucht hebben van
ten minste 12 procentpunt, ongeacht de ondergrens
van het ontvlambaarheidsinterval [CLP].
Ontvlambare gassen van categorie 2 H221
Gassen, met uitzondering van gassen van categorie 1, die
bij 20 °C en een standaarddruk van 101,3 kpa een
ontvlambaarheidsinterval hebben wanneer zij gemengd
zijn met lucht [CLP].
Ja
P3a Ontvlambare aerosolen van
categorie 1, die ontvlambare gassen
van categorie 1 of 2 of ontvlambare
vloeistoffen van categorie 1 bevatten
150 150 H222 GHS02 Onder „aerosolen”, d.w.z. Spuitbussen, worden verstaan
niet-navulbare houders van metaal, glas of kunststof die
een samengeperst, vloeibaar gemaakt of onder druk
opgelost gas bevatten, al dan niet met een vloeistof, pasta
of poeder, en voorzien zijn van een afgiftesysteem
waarmee de inhoud als vaste of vloeibare deeltjes in
suspensie in een gas dan wel als schuim, pasta, poeder,
vloeistof of gas kan worden vrijgegeven [CLP].
-
Ontvlambare aerosolen van
categorie 2, die ontvlambare gassen
van categorie 1 of 2 of ontvlambare
vloeistoffen van categorie 1 bevatten
H223
P3b Ontvlambare aerosolen van
categorie 1, die geen ontvlambare
gassen van categorie 1 of 2, noch
ontvlambare vloeistoffen van
categorie 1 bevatten
5.000 50.000 H222 GHS02 -
Ontvlambare aerosolen van
categorie 2, die geen ontvlambare
gassen van categorie 1 of 2, noch
ontvlambare vloeistoffen van
categorie 1 bevatten
H223
P4 Oxiderende gassen, categorie 1 50 200 H270 GHS02 Gassen of gasmengsels die, gewoonlijk door het afstaan van
zuurstof, de verbranding van ander materiaal in grotere
mate veroorzaken of bevorderen dan lucht [CLP].
Ja, enkel
zuurstof
P5a Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 1
10 50 H224 GHS02 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt <= 35°C [CLP] Ja
Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 2 die bij een temperatuur
hoger dan hun kookpunt worden
gehouden
H225 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt > 35°C [CLP] Ja
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-5
Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 3 die bij een temperatuur
hoger dan hun kookpunt worden
gehouden
H226 Vlampunt >= 23°C en <= 60°C
Deze categorie omvat ook gasolie, diesel en lichte stookolie
met een vlampuntbereik tussen 55 en 75°C [CLP].
Ja
Overige vloeistoffen met een
vlampunt ≤ 60 °C, die bij een
temperatuur hoger dan hun
kookpunt worden gehouden
-
Ja
P5b Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 2 waarbij bijzondere
procescondities, zoals een hoge druk
of hoge temperatuur, gevaren voor
zware ongevallen kunnen doen
ontstaan
50 200 H225 GHS02 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt > 35°C [CLP] Ja
Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 3 waarbij bijzondere
procescondities, zoals een hoge druk
of hoge temperatuur, gevaren voor
zware ongevallen kunnen doen
ontstaan
H226 Vlampunt >= 23°C en <= 60°C
Deze categorie omvat ook gasolie, diesel en lichte stookolie
met een vlampuntbereik tussen 55 en 75°C [CLP].
Ja
Overige vloeistoffen met een
vlampunt ≤ 60 °C waarbij bijzondere
verwerkingsomstandigheden, zoals
een hoge druk of hoge temperatuur,
gevaren voor zware ongevallen
kunnen geven
-
Ja
P5c Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 2 die niet onder P5a en P5b
vallen
5.000 50.000 H225 GHS02 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt > 35°C [CLP] Ja
Ontvlambare vloeistoffen van
categorie 3 die niet onder P5a en P5b
vallen
H226 Vlampunt >= 23°C en <= 60°C
Deze categorie omvat ook gasolie, diesel en lichte stookolie
met een vlampuntbereik tussen 55 en 75°C [CLP].
Ja, enkel voor
vloeistoffen
aanwezig
boven hun
vlampunt
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-6
P6a Zelfontledende stoffen en mengsels
van type A of organische peroxiden
van type A
10 50 H240 GHS01 Kunnen in de verpakking detoneren of snel explosief
verbranden [CLP].
Ja
Zelfontledende stoffen en mengsels
van type B of organische peroxiden
van type B
H241 GHS02
GHS01
Met explosieve eigenschappen die in de verpakking niet
kunnen detoneren of snel explosief kunnen verbranden,
maar wel onder invloed van warmte in de verpakking
kunnen ontploffen [CLP].
P6b Zelfontledende stoffen en mengsels
van type C, D, E of F of organische
peroxiden van type C, D, E of F
50 200 H242 GHS02 (C) Met explosieve eigenschappen die in de verpakking niet
kunnen detoneren, snel explosief kunnen verbranden of
onder invloed van warmte kunnen ontploffen.
(D) Die bij laboratoriumproeven:
− Gedeeltelijk detoneren, niet snel explosief verbranden
en bij verwarming onder opsluiting geen heftige reactie
vertonen; of
− In het geheel niet detoneren, langzaam explosief
verbranden en bij verwarming onder opsluiting geen
heftige reactie vertonen; of
− In het geheel niet detoneren of explosief verbranden
en bij verwarming onder opsluiting een matige reactie
vertonen,
(E) Die bij laboratoriumproeven in het geheel niet
detoneren of explosief verbranden en bij verwarming
onder opsluiting een geringe of geen reactie vertonen.
(F) Die bij laboratoriumproeven niet onder invloed van
cavitatie detoneren, in het geheel niet explosief
verbranden, een geringe of geen reactie vertonen bij
verwarming onder opsluiting en een gering of geen
explosief vermogen bezitten [CLP].
-
P7 Pyrofore vloeistoffen en vaste
stoffen, categorie 1
50 200 H250 GHS02 Stoffen of mengsels die bij blootstelling aan lucht zelfs in
kleine hoeveelheden binnen vijf minuten ontbranden [CLP].
Ja
P8 Oxiderende vloeistoffen en vaste
toffen van categorie 1
50 200 H271 GHS03 Stoffen en mengsels die in een massaverhouding van 1:1
gemengd met cellulose spontaan ontbranden; of die in een
massaverhouding van 1:1 gemengd met cellulose een
lagere gemiddelde tijdsduur voor de drukverhoging
vertonen dan een mengsel van 50 % perchloorzuur en
cellulose in een massaverhouding van 1:1 [CLP].
-
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-7
Oxiderende vloeistoffen en vaste
toffen van categorie 2 of 3
H272 Stoffen en mengsels die in een massaverhouding van 1:1
gemengd met cellulose een gelijke of lagere gemiddelde
tijdsduur voor de drukverhoging vertonen dan een mengsel
van:
− 40 % natriumchloraatoplossing in water en cellulose in
een massaverhouding van 1:1; en niet aan de criteria
voor categorie 1 voldoen.
− 65 % salpeterzuuroplossing in water en cellulose in een
massaverhouding van 1:1; en niet aan de criteria voor
de categorieën 1 en 2 voldoen [CLP].
-
E1 Acuut gevaar voor het aquatisch
milieu van categorie 1
100 200 H400 GHS09 De basiselementen voor de indeling voor aquatisch
milieugevaar zijn:
− Acute aquatische toxiciteit;
− Potentiële of feitelijke bioaccumulatie;
− (biotische of abiotische) afbraak van organische
chemische stoffen;
− Chronische aquatische toxiciteit. [CLP]
-
Chronisch gevaar voor het aquatisch
milieu van categorie 1
H410
E2 Chronisch gevaar voor het aquatisch
milieu van categorie 2
200 500 H411
O1 Stoffen of mengsels met
gevarenaanduiding EUH014
100 500 EUH014
Reageren heftig met water [CLP]. -
O2 Stoffen en mengsels die in contact
met water ontvlambare gassen
ontwikkelen, categorie 1
100 500 H260 GHS02 Stoffen en mengsels die bij kamertemperatuur heftig met
water reageren waarbij het geproduceerde gas gewoonlijk
spontaan ontbrandt, of die bij kamertemperatuur
gemakkelijk met water reageren waarbij de
gasontwikkeling per minuut ten minste 10 liter
ontvlambaar gas per kilo stof bedraagt [CLP].
Ja
O3 Stoffen of mengsels met
gevarenaanduiding EUH029
50 200 EUH029
Die in contact met water of vochtige lucht een
mogelijkerwijs gevaarlijke hoeveelheid gas dat voor acute
toxiciteit is ingedeeld in categorie 1, 2 of 3 ontwikkelen
[CLP].
Ja
/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-8
GHS 01 GHS 02 GHS 03 GHS 04 GHS 05 GHS 06 GHS 07 GHS 08 GHS 09
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-9
4.2 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-1
MODULE 5. ATMOSFERISCHE HOUDERS
Deze module behandelt de atmosferische houders. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven,
de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering.
5.1 SYMBOLEN
dmax [mm] Maximale diameter van de lekgrootte categorie
dmin [mm] Minimale diameter van de lekgrootte categorie
Subscript
gr Groot lek
kl Klein lek
mg Middelgroot lek
Griekse symbolen
α [-] 0,40 voor atmosferische tanks (Protec Engineering, 2015a)
5.2 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op alle types atmosferische houders. Hieronder vallen zowel vaste
opslagtanks (bovengronds en ondergronds), tankwagens, spoorwagons, tankcontainers als
procesinstallaties, voor zover de ontwerpdruk minder dan 0,5 bar overdruk bedraagt (Protec Engineering,
2015a).
Warmtewisselaars, pompen, compressoren, leidingsystemen, verladingsactiviteiten vallen hier niet onder.
De opslagtanks worden verder onderverdeeld in volgende tanktypes:
− Bovengrondse tanks
o Enkelwandige single containment tank (tanktype SC);
o Dubbelwandige single containment tank (tanktype DW);
o Double containment tank met een metalen secundaire houder (tanktype DC1);
o Double containment tank met een betonnen secundaire houder (tanktype DC2);
o Full containment tank met een metalen secundaire houder (tanktype FC1);
o Full containment tank met een betonnen secundaire houder (tanktype FC2);
− Ondergrondse tanks
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-2
o Ingegraven tanks;
o Ingeterpte tanks.
Voor de definities wordt verwezen naar de module Afkortingen, definities en symbolen. Bij twijfel wordt
voor het uitvoeren van de QRA aangeraden om voor het bepalen van het tanktype uit te gaan van de norm
waaraan de tank voldoet en dit af te stemmen met het Team Externe Veiligheid.
5.3 SCENARIO’S
Voor de scenariobepaling van de atmosferische houders wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit
§5.4. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.
Het scenario tankbrand moet niet beschouwd worden.
5.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
Hieronder zijn de faalwijzen en faalfrequenties opgenomen voor de verschillende types atmosferische
houders. Vooraf worden eerst nog enkele algemene aspecten beschreven. De achtergrondinformatie kan
gevonden worden in bijlage (§5.7 en §5.8).
5.4.1 Algemene aspecten
5.4.1.1 Toepassing
Onderstaande faalfrequenties dienen toegepast te worden op alle afzonderlijke atmosferische houders. In
geval van compartimentering dient de faalfrequentie per compartiment toegepast te worden.
Een atmosferische houder omvat de houder met inbegrip van het mangat, aansluitingen voor instrumentatie
en leidingaansluitingen tot aan de eerste flens.
Wanneer de atmosferische houder niet in een inkuiping is opgesteld en indien de leidingaansluiting tot aan
de eerste flens een grotere lengte heeft dan 10 m, dan wordt de leidingaansluiting als een afzonderlijk
leidingstuk meegenomen in de QRA.
Wanneer de atmosferische houder wel in een inkuiping is opgesteld, omvatten de hieronder weergegeven
faalfrequenties eveneens de faalfrequentie voor de leidingen (en hun appendages), de flenzen en de kleppen
binnen de inkuiping. De faalfrequentie hiervan moet dus niet extra meegenomen worden in de QRA. De
leidingdelen buiten de inkuiping worden wel beschouwd in de QRA.
5.4.1.2 Faalwijzen
Hieronder wordt een korte toelichting gegeven bij de verschillende faalwijzen. Voor de modellering van deze
faalwijzen wordt verwezen naar §15.2.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-3
5.4.1.2.1 Lekken
Bij de houders zijn er drie verschillende faalwijzen voor de lekken, met name “groot lek”, “middelgroot lek”
en “klein lek”. Deze drie faalwijzen worden steeds meegenomen.
De maximale lekdiameter wordt gelijkgesteld aan het minimum van de maximale aansluitdiameter en de
diameter die aanleiding geeft tot uitstroom in 10 minuten (DL, max = min (Dmax, D10)).
Het bereik van de verschillende faalwijzen en de bijhorende equivalente lekdiameter wordt bepaald in
functie van de maximale lekdiameter. Hiervoor worden de formules uit Tabel 5-1 gebruikt.
Tabel 5-1: Bepalen bereik en equivalente lekdiameter voor atmosferische tanks
Faalwijze Bereik Equivalente lekdiameter
Klein lek 𝑑 𝑚𝑖𝑛,𝑘𝑙 = 1 𝑚𝑚
𝑑 𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙 = [1 − 0,85 ∙ (1 − 𝐷𝐿,𝑚𝑎𝑥−𝛼)]
−1𝛼
𝑑𝑒𝑞,𝑘𝑙 = √𝛼
2 − 𝛼∙𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙
2−𝛼 − 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑘𝑙2−𝛼
𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑘𝑙−𝛼 − 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙
−𝛼
Middelgroot
lek
𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑚𝑔 = 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙
𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔 = [1 − 0,95 ∙ (1 − 𝐷𝐿,𝑚𝑎𝑥−𝛼)]
−1𝛼
𝑑𝑒𝑞,𝑚𝑔
= √𝛼
2 − 𝛼∙𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔
2−𝛼 − 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑚𝑔2−𝛼
𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑚𝑔−𝛼 − 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔
−𝛼
Groot lek 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑔𝑟 = 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔
𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑔𝑟 = 𝐷𝐿,𝑚𝑎𝑥
𝑑𝑒𝑞,𝑔𝑟
= √𝛼
2 − 𝛼∙𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑔𝑟
2−𝛼 − 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑔𝑟2−𝛼
𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑔𝑟−𝛼 − 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑔𝑟
−𝛼
Voor een aantal waarden van DL,max zijn in Tabel 5-2 de equivalente lekdiameters voorberekend. Deze kunnen
gebruikt worden, op voorwaarde dat geen enkel lek aanleiding geeft tot een volledige uitstroming in minder
dan 10 minuten. Als een lek met de hier opgegeven equivalente lekdiameters wel aanleiding geeft tot een
volledige uitstroming in minder dan 10 minuten, dan moet gebruik gemaakt worden van bovenstaande
formules om de equivalente lekdiameter te berekenen. Er moet ook rekening mee gehouden worden dat
het gebruik van Tabel 5-2 een conservatieve berekening betreft.
Tabel 5-2: Voorberekende waarden van een aantal equivalente lekdiameters [mm]
DL,max Equivalente lekdiameter [mm]
Klein lek Middelgroot lek Groot lek
[1;50] 6 24 41
]50;100] 7 37 76
]100;200] 9 57 140
]200;300] 10 71 198
]300;400] 11 83 254
]400;500] 12 93 306
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-4
5.4.1.2.2 Catastrofaal falen
Catastrofaal falen van een houder wordt op twee manieren gemodelleerd, nl. als instantane vrijzetting
(breuk) en als continue vrijzetting (volledige uitstroom in 10 minuten). Beide faalwijzen worden steeds
afzonderlijk meegenomen in de risicoberekeningen (Protec Engineering, 2015a).
5.4.1.3 Uitbreiding van de generieke faalwijzen
De faalwijzen en faalfrequenties die in de volgende paragrafen zijn weergegeven per type tank zijn afgeleid
op basis van een aantal aannames, zoals
− Een single containment tank is dampdicht;
− Een double containment tank heeft een dampdichte primaire houder;
− Double en full containment tanks hebben geen penetraties (bv. een leiding) in de zijwand of de
bodem van de primaire en secundaire houders.
In een aantal gevallen kan het voorkomen dat de tanks niet aan deze aannames voldoen, zonder daarbij
afbreuk te doen aan de norm. De norm voor double en full containment tanks laat bv. wel toe om een
penetratie te hebben in de zijwand of bodem van de houders. In deze gevallen wordt dit expliciet bijkomend
in rekening gebracht in de risicoanalyse met faalfrequentieverhoging of extra scenario’s.
5.4.2 Opslag – Single containment tanks (bovengronds)
In Tabel 5-3 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor vrijzettingen uit enkelwandige
en dubbelwandige single containment tanks. Voor beide type tanks wordt uitstroming uit het volledige
tanksysteem verondersteld.
Tabel 5-3: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor enkelwandige en dubbelwandige single containment tanks
Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar]
Enkelwandige tanks Dubbelwandige tanks
Klein lek 2,4 10-3 2,4 10-4
Middelgroot lek 2,8 10-4 2,8 10-5
Groot lek 1,4 10-4 1,4 10-5
Breuk 5,0 10-6 5,0 10-6
Volledige uitstroom in 10
minuten 5,0 10-6 5,0 10-6
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-5
5.4.3 Opslag – Double en full containment tanks (bovengronds)
Voor double en full containment tanks worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties uit respectievelijk
Tabel 5-4 en Tabel 5-5 gebruikt. Het onderscheid tussen tanktype 1 en 2 wordt gemaakt op basis van het
materiaal van de secundaire houder, zijnde metaal of beton.
Tabel 5-4: Faalwijzen en faalfrequenties [/j] voor double containment tanks
Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar]
Tanktype DC1 DC2
Materiaal primaire houder
(vloeistof- en dampdicht) Metaal Metaal
Materiaal secundaire houder
(vloeistofdicht) Metaal Beton
Klein lek primaire houder, intacte secundaire houder 2,4 10-3 2,4 10-3
Middelgroot lek primaire houder, intacte secundaire houder 2,8 10-4 2,8 10-4
Groot lek primaire houder, intacte secundaire houder 1,4 10-4 1,4 10-4
Volledige inhoud in intacte secundaire houder 1,0 10-6 1,0 10-7
Breuk volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -
“Breuk” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt - 1,3 10-8
Volledige uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 100% van
de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -
“Uitstroom in 10 min” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de
inhoud vrijkomt - 1,3 10-8
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-6
Tabel 5-5: Faalwijzen en faalfrequenties [/j] voor full containment tanks
Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar]
Tanktype FC1 FC2
Materiaal primaire houder
(vloeistofdicht) Metaal Metaal
Materiaal secundaire houder, incl. dak
(vloeistof- en dampdicht) Metaal Beton
Breuk volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -
“Breuk” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt - 5,0 10-9
Volledige uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 100% van
de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -
“Uitstroom in 10 min” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de
inhoud vrijkomt - 5,0 10-9
Voor het correct toepassen van de faalwijzen en faalfrequenties wordt rekening gehouden met onderstaande
aspecten.
− De primaire en/of secundaire houder kunnen uit verschillende lagen bestaan om hun functie, zijnde
het opvangen van vloeistof en/of damp, te kunnen vervullen; dit wordt dan niet aanzien als extra
houder; het geheel van de lagen vormt dan de primaire respectievelijk secundaire houder.
− Een inkuiping valt niet onder het begrip secundaire houder, hoewel deze ook vloeistofdicht is.
− Een secundaire houder van een double of full containment tanksysteem, wordt niet beschouwd als
een inkuiping.
− Indien een double of full containment tanksysteem nog omringd wordt door een betonnen tertiaire
houder, dan wordt het falen van deze tertiaire houder niet in rekening gebracht in de QRA.
In bepaalde gevallen kan ook uit de QRA volgen dat een inkuiping een mogelijke maatregel is om aan
de risicocriteria te kunnen voldoen. Bij tanktypes DC1 en FC1 wordt 100% uitstroom verondersteld
bij breuk en 10 min uitstroom. Voor deze tanks wordt dus een inkuiping voor 100% van de inhoud
voorzien om de uitgestroomde hoeveelheid te kunnen opvangen. Bij tanktypes DC2 en FC2 wordt
10% uitstroom verondersteld bij breuk en 10 min uitstroom. Voor deze scenario’s wordt voor de
berekening in de QRA uitgegaan van een volume dat minimaal overeenkomt met 10% van de inhoud
van de double of full containment tank.
5.4.4 Opslag – Ingegraven en ingeterpte tanks
In Tabel 5-6 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor ingegraven en ingeterpte tanks.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-7
Tabel 5-6: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor ingegraven en ingeterpte tanks
Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar]
Breuk 5,0 10-9
Volledige uitstroom in 10 minuten 5,0 10-9
5.4.5 Tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallaties
In Tabel 5-7 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor vrijzettingen uit atmosferische
tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallatie.
Tabel 5-7: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor atmosferische tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallaties
Faalwijze
Faalfrequentie [/tankjaar]
Tankwagens, spoorwagons en
tankcontainers Procesinstallaties
Klein lek 2,4 10-3 2,4 10-2
Middelgroot lek 2,8 10-4 2,8 10-3
Groot lek 1,4 10-4 1,4 10-3
Breuk 5,0 10-6 5,0 10-5
Volledige uitstroom in 10
minuten 5,0 10-6 5,0 10-5
Voor tankcontainers op opslagplaatsen worden in de risicoberekening bijkomend faalwijzen meegenomen
voor het manipuleren van tankcontainers. De faalfrequenties zijn opgenomen in Tabel 5-8.
Tabel 5-8: Faalfrequenties [/verplaatsing] voor het manipuleren van atmosferische tankcontainers
Faalwijze Faalfrequenties [/verplaatsing]
Klein lek
deq = 20 mm 3,3 10-7
Groot lek
deq = 50 mm 3,3 10-8
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-8
5.5 MODELLERING
De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en
effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven.
Voor double en full containment tanks gelden volgende specifieke aandachtspunten.
5.5.1 Volledige inhoud in intacte secundaire houder
Voor de faalwijze “volledige inhoud in intacte secundaire houder” bij double containment tanks wordt ervan
uitgegaan dat de primaire houder verdwenen is en dat de volledige inhoud zich in de beginsituatie reeds in
de secundaire houder bevindt. Initieel wordt bijgevolg uitgegaan van een plasgrootte gelijk aan de
grondoppervlakte van de secundaire houder, gebaseerd op de binnendiameter van de secundaire houder.
De plas wordt gemodelleerd op de hoogte van de vloeistofkolom in de tank rekening houdend met de
veronderstelde vullingsgraad.
5.5.2 “Breuk” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt
De faalwijze “Breuk” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt” wordt gemodelleerd als
breuk van een fictieve tank met een inhoud die gelijk is aan 10% van de inhoud van de double of full
containment tank. Deze fictieve tank heeft dezelfde hoogte als de double of full containment tank.
5.5.3 “Uitstroom in 10 min” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt
De faalwijze “Uitstroom in 10 min” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt” wordt
gemodelleerd als volledige uitstroming in 10 min van een fictieve tank met een inhoud die gelijk is aan 10%
van de inhoud van de double of full containment tank. Deze fictieve tank heeft dezelfde hoogte als de double
of full containment tank.
5.5.4 Plasspreiding bij falen volledig tanksysteem
Bij falen, “breuk” of “uitstroom in 10 min”, van het volledig tanksysteem, zijnde primaire en secundaire
houder, wordt de plas buiten de secundaire houder als vrij verspreidende plas berekend (zie Module 16).
Indien een inkuiping rond het tanksysteem staat, kan de plas wel beperkt worden (cfr. §16.4.2).
Indien de plasspreiding berekend wordt met MacKay & Matsugu (zie §16.3.2), wordt tot nader order
volgende methode toegepast.
Voor het berekenen van de plasspreiding buiten de secundaire houder van een double of full containment
tank wordt steeds uitgegaan van een waarde van 100 mm voor de minimale plasdikte.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-9
5.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
Oktober ‘18 2.0 Verwerking studie (Protec Engineering, 2018) omtrent lekfrequenties
Verwerking Q&A 17/02 omtrent dubbelwandige tanks, Q&A 17/03 omtrent de
grootte van de inkuiping bij double en full containment tanks
Enkele tekstuele verbeteringen en verduidelijkingen
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-10
5.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIEVERDELING
Voor de bepaling van de faalwijzen en de verdeling van de faalfrequenties voor atmosferische en
drukhouders werd gesteund op (Protec Engineering, 2018). De hierin voorgestelde meest representatieve
lekverdeling werd overgenomen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-11
5.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIES
In onderstaande paragrafen worden de faalfrequenties voor de atmosferische houders afgeleid.
5.8.1 Gebruikte terminologie
De begrippen die in de verschillende referenties gebruikt worden voor het omschrijven van de types tank
worden hieronder eerst gedefinieerd, waarna ook de overeenkomsten tussen de verschillende begrippen
worden aangeduid.
5.8.1.1 Uit (DNV, 1999)
Atmosferische tank met
vast dak
Atmosferische tank met een dampruimte tussen het vloeistofoppervlak en het dak
dat koepel- ( tot 20 m) of kegelvormig ( tot 76 m) kan zijn. Een atmosferische
opslagtank met kegelvormig dak heeft dakplaten die ondersteund worden door
interne daksparren, gordingen, zuilen en de top van het cilindervormige
tankgeraamte. Een atmosferische opslagtank met koepelvormig dak heeft
gewelfde dakplaten die volledig ondersteund worden door het cilindervormige
tankgeraamte.
Atmosferische tank met
uitwendig vlottend dak
Atmosferische tank waarbij het dak op een vloeistofoppervlak drijft om
dampverliezen te reduceren. Het dak vereist een sluiting rond de rand tegen de
wanden van de tank. Dergelijke dakconstructies worden ondergebracht in drie
types: panvormig, ringvormig pontondak en dubbeldeksdak. Nu en dan wordt aan
de top van het tankgeraamte een aluminiumdak bevestigd dat de opgeslagen
vloeistof beschermt tegen nadelige gevolgen van hevige regen- en sneeuwbuien.
5.8.1.2 Uit (VROM, 2005e)
Enkelwandige
atmosferische tank
Atmosferische tank die bestaat uit een primaire container voor vloeistof die al dan
niet omgeven is door een buitenomhulsel. De aanwezigheid van zulk omhulsel
heeft als enig doel de isolatie tegen te houden en te beschermen. Het doet geen
dienst als secundaire container die de vloeistof opvangt en binnen de tank houdt
ingeval de primaire container zou falen.
Atmosferische tank met
beschermend
buitenomhulsel
Atmosferische tank die bestaat uit een primaire container voor vloeistof die
omgeven is door een buitenomhulsel, bedoeld om de vloeistof binnen de tank te
houden bij faling van de primaire container. Het omhulsel is echter niet ontworpen
om damp binnen te houden. Daarenboven is het niet bestand tegen explosie
(statische drukbelasting van 0,3 bar gedurende 300 ms), binnenvallende
brokstukken en lage temperaturen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-12
Dubbel omsloten
atmosferische tanks
Atmosferische tank met dezelfde functie als de atmosferische tank met
beschermend buitenomhulsel en die bovendien bestand is tegen explosie,
binnenvallende brokstukken en lage temperaturen. Dit soort tank is ook niet
aangepast om alle dampsoorten binnen te houden.
Volledig omsloten
atmosferische tanks
Atmosferische tank die bestaat uit een primaire container voor vloeistof en een
secundaire container om zowel vloeistof als damp bij falen van de primaire
container binnen te houden. Deze tanks zijn bestand tegen explosie,
binnenvallende brokstukken en lage temperaturen. Het buitendak wordt
ondersteund door de secundaire omsluiting die bestand is tegen allerhande
belastingen zoals explosie.
Ingeterpte
atmosferische tank
Atmosferische opslagtank onder een terp.
Ingegraven
atmosferische tank
Atmosferische opslagtank die aan alle kanten omgeven is met inert materiaal,
zoals aarde, waarbij het maaiveld niet hoger is dan het grondniveau.
5.8.1.3 Uit (EN 14620-1, 2006)
Er kan opgemerkt worden dat er meerdere normen zijn die dit type tanks beschrijven. Een aantal hiervan
zijn beschreven in (Protec Engineering, 2015a). Deze bevatten echter uiteindelijk allemaal dezelfde ideeën.
Daarom is ervoor gekozen om hier (en in de volgende paragrafen) (voornamelijk) 1 norm weer te geven.
Single containment tank Een single containment tank bestaat uit slechts één houder om de vloeistof op te
slaan (primaire (vloeistof)opslaghouder). De opslaghouder is een zelfdragende,
stalen, cilindrische tank. De dampen worden binnen de single containment tank
gehouden
− Ofwel door het stalen koepeldak van de opslaghouder;
− Ofwel, wanneer de primaire vloeistofhouder een “open top cup” is, door
een gasdichte metalen buitentank die de primaire vloeistofopslaghouder
omsluit, maar enkel ontworpen is om de dampen binnen de tank te
houden en om de thermische isolatie op zijn plaats te houden en te
beschermen [en bijgevolg niet ontworpen is om de vloeistof op te vangen].
Een single containment tank is omgeven door een inkuiping om de vloeistof in het
geval van een lek op te vangen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-13
Double containment
tank
Een double containment tank bestaat uit een vloeistof- en dampdichte primaire
opslaghouder, die op zich een single containment tank is, gebouwd binnen in een
vloeistofdichte secundaire opslaghouder. De secundaire opslaghouder is
ontworpen om de vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in
het geval van een lek. De annulaire ruimte tussen de primaire en secundaire
opslaghouder mag niet meer dan 6,0 m bedragen. De secundaire opslaghouder is
bovenaan open en kan bijgevolg niet verhinderen dat de dampen ontsnappen.
Full containment tank Een full containment tank bestaat uit een primaire en een secundaire
opslaghouder die samen een geïntegreerde opslagtank vormen. De primaire
opslaghouder is een zelfdragende, stalen, enkelwandige tank waarin de vloeistof
wordt opgeslagen. De primaire opslaghouder is ofwel bovenaan open (zodat de
dampen niet worden opgeslagen door de primaire opslaghouder); ofwel uitgerust
met een koepeldak om de dampen op te slaan. De secundaire opslaghouder is een
zelfdragende stalen of betonnen tank uitgerust met een koepeldak en ontworpen
om (i) tijdens normaal bedrijf de dampen op te slaan (in het geval de primaire
opslaghouder bovenaan open is) en om de thermische isolatie op zijn plaats te
houden [de thermische isolatie kan ook aan de buitenzijde van de secundaire
opslaghouder geplaatst zijn] en om (ii) in het geval van een lek van de primaire
opslaghouder de vloeistof op te vangen en structureel dampdicht te blijven [het
gecontroleerd afblazen van de dampen is toegelaten]. De annulaire ruimte tussen
de primaire en secundaire opslaghouder mag niet meer dan 2,0 m bedragen.
5.8.1.4 Overeenkomsten
Uit voorgaande definities wordt besloten dat de overeenkomsten uit Tabel 5-9 gelden. In de hierna volgende
tekst wordt gesteund op deze overeenkomsten en wordt meestal gebruik gemaakt van de benaming van de
betreffende referentie. De indeling van de atmosferische opslagtanks in het Handboek Risicoberekeningen
zal gebaseerd worden op de benamingen uit (EN 14620-1, 2006).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-14
Tabel 5-9: Overeenkomsten tussen de verschillende begrippen
(EN 14620-1, 2006) (VROM, 2005e) (DNV, 1999)
Single containment tank Enkelwandige atmosferische
tank
Atmosferische tank met vast dak
Atmosferische tank met
uitwendig vlottend dak
Double containment tank Atmosferische tank met
beschermend buitenomhulsel
Dubbel omsloten atmosferische
tanks
-
Full containment tank Volledig omsloten atmosferische
tanks
-
5.8.2 Indeling bovengrondse atmosferische opslagtanks
Voor het uitvoeren van de QRA worden de bovengrondse atmosferische opslagtanks onderverdeeld in drie
types tanksystemen, gebaseerd op (EN 14620-1, 2006):
− Een single containment tank(systeem) omvat een vloeistofdichte opslaghouder en een dampdichte
opslaghouder. Het kan een vloeistof- en dampdichte enkelwandige tank zijn of een tanksysteem
bestaande uit een binnenste en een buitenste opslaghouder, ontworpen en geconstrueerd zodat
enkel de binnenste opslaghouder vloeistofdicht dient te zijn en de vloeistof dient te bevatten.
− Een double containment tanksysteem omvat een vloeistof- en dampdichte primaire opslaghouder
gebouwd binnen een vloeistofdichte secundaire opslaghouder. De secundaire opslaghouder is
ontworpen om de volledige vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval
van een lek van de primaire houder, maar is niet bedoeld om de dampen op te vangen of te
beheersen in het geval van een lek van de primaire houder.
− Een full containment tanksysteem omvat een vloeistofdichte primaire opslaghouder en een
vloeistof- en dampdichte secundaire opslaghouder. De secundaire opslaghouder dient zowel de
vloeistof op te vangen en de damp te beheersen in het geval van een lek van de primaire houder.
In de normen voor de double en full containment tanksystemen wordt een onderscheid gemaakt tussen
uitvoeringswijzen in metaal en beton voor de secundaire opslaghouders. (API 625, 2010) stelt: “The
secondary liquid container may be of metal or prestressed concrete; however when improved resistance to
external threats and hazards is specified, it is generally achieved through the adoption of pre-stressed
reinforced concrete.” […] “The roof of a pre-stressed concrete outer tank may be constructed from metal or
concrete. However the metal roof is more susceptible to damage from leakage at product flanges and
external hazards. If these hazards are specified, it is common to adopt a concrete roof. Additionally where a
concrete roof is provided, a complete roof collapse may not be considered credible.” Hieruit blijkt dat een
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-15
betonnen uitvoering inherent beter bestand is tegen invloeden van buitenaf dan een metalen. Daarom
wordt in hetgeen volgt een onderscheid gemaakt tussen een metalen en een betonnen secundaire houder.
Bij de single containment tanksystemen wordt verder nog een onderscheid gemaakt tussen enkelwandige en
dubbelwandige houders. Bij deze laatste heeft het materiaal van de buitenste wand ook invloed op de
faalfrequenties.
Dit leidt tot volgende tanktypes.
− Tanktype SC: enkelwandige single containment tank;
− Tanktype DW: dubbelwandige single containment tank;
− Tanktype DC1: double containment tank met een metalen secundaire houder;
− Tanktype DC2: double containment tank met een betonnen secundaire houder;
− Tanktype FC1: full containment tank met een metalen secundaire houder;
− Tanktype FC2: full containment tank met een betonnen secundaire houder.
Voor de definities wordt verwezen naar de module Afkortingen, definities en symbolen en zijn bijlage met
achtergrondinformatie.
Hiervoor worden in onderstaande paragrafen faalfrequenties afgeleid.
5.8.3 Single containment tanks
In onderstaande paragrafen worden faalfrequenties afgeleid voor single containment tanks, in eerste
instantie voor enkelwandige atmosferische tanks, zowel voor lekken als voor catastrofaal falen (DNV, 2001).
De afleiding gebeurt o.b.v. referenties voor tanks met uitwendig vlottend dak en tanks met vast dak. Daarna
worden faalfrequenties afgeleid voor dubbelwandige tanks.
5.8.3.1 Faalfrequentie voor tanks met uitwendig vlottend dak
5.8.3.1.1 Faalfrequenties voor lekken
De meest recente, meest omvattende en statistisch best onderbouwde studie in verband met de lek- en
brandincidentie van dit soort tanks is gepubliceerd in het LASTFIRE project (LASTFIRE Group, 1997). Tabel
5-10 geeft een overzicht van de waarnemingen i.v.m. uitstroming van vloeibare koolwaterstoffen (KWS) bij
tanks met uitwendig vlottend dak en dit voor de drie hoofdcategorieën van lekken.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-16
Tabel 5-10: Uitstroomfrequentie van opgeslagen vloeistoffen bij uitwendig vlottende daktanks
Type van uitstroming Gebeurtenis per 33.909
tankjaren
Frequentie en
99% betrouwbaarheidsintervallen
[x 10-3/tankjaar]
Uitstroming op dak 55 1,1 1,6 2,3
Ingezakt dak
(uitgezonderd stutbreuken)
37
(30)
0,7
(0,5)
1,1
(0,9)
1,6
(1,4)
Uitstroming buiten tankomhulsel 96 2,1 2,8 3,7
In Tabel 5-11 (DNV, 1999; LASTFIRE Group, 1997) worden de details gegeven voor de uitstromingen buiten
het tankomhulsel.
Tabel 5-11: Detaillering van de uitstroomfrequenties buiten het tankomhulsel van tanks met uitwendig vlottend dak
Type van uitstroming
Gebeurtenis
per 33.909
tankjaren
Frequentie en
99% betrouwbaarheidsintervallen
[x 10-3/tankjaar]
Lekken van tankstructuur (corrosie) 19 0,3 0,56 1,0
Lekken van tankstructuur, inclusief drainage 33 0,6 1,0 1,5
Lekken van tankstructuur en operationeel
overvullen 47 0,94 1,4 2,0
Lekken van tankstructuur, overvullen en
breuk stoomspoel 50 1,0 1,5 2,1
Uitstroming buiten tankomhulsel - alle
oorzaken (incl. leidingen en uitrusting in
inkuiping)
96 2,1 2,8 3,7
Omwille van de verfijnde indeling, de stevige onderbouw qua steekproefgrootte (33.909 tankjaren) en
betrouwbaarheidsintervallen kunnen de gegevens van Tabel 5-10 en Tabel 5-11 zonder meer door de
veiligheidsdeskundige aangewend worden. In de allesomvattende faaldata voor uitstroming buiten het
tankomhulsel zijn zowel lekken van de tank als van de leidingen en appendages, evenals operationele fouten
opgenomen. Daarom wordt aanbevolen de faalfrequenties van Tabel 5-11 te hanteren, waarbij de
faalfrequentie dient gekozen overeenkomstig de kenmerken van de specifieke installatie. De generieke
faalfrequenties opgenomen in Tabel 5-11 zijn basisfaalfrequenties voor alle lekkages, gaande van 0,1 mm tot
catastrofaal falen. Van deze laatste categorie kwamen in (LASTFIRE Group, 1997) geen incidenten voor.
Indien enkel de falingen door corrosie in rekening gebracht worden, worden 19 incidenten weerhouden,
hetgeen een faalfrequentie van 5,6 10-4 per tankjaar oplevert.
Indien enkel de falingen door lekkage van de tankstructuur (door corrosie of breuk en falen van de
dakdrainage) in rekening gebracht worden, met uitsluiting van lekken door operationele fouten
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-17
(overvullen), worden 33 incidenten weerhouden, hetgeen een faalfrequentie van 1,0 10-3 per tankjaar
oplevert.
Indien enkel lekkages van de tank, inclusief lekken stoomspoel en operationele fouten zoals overvullen
in rekening gebracht worden, maar met uitsluiting van lekken aan leidingen en appendages en van niet
geregistreerde oorzaken, worden 50 incidenten meegerekend, hetgeen een lekfrequentie van 1,5 10-3
per tankjaar oplevert.
Indien alle lekken binnen de inkuiping worden meegenomen, worden 96 incidenten bekomen. Dit levert
een lekfrequentie van 2,8 10-3 per tankjaar.
Deze faalfrequenties worden aanbevolen als generieke waarden voor de totale faalfrequentie van lekken
met een lekdiameter groter dan 1 mm.
Uit deze tabel volgt ook dat leidingen binnen een inkuiping niet afzonderlijk moeten meegenomen worden
(bij bv. kuipbrand). Het falen van de leidingen binnen de inkuiping zit immers in de faalfrequenties
inbegrepen zijn.
5.8.3.1.2 Oorzaken van lekken
Tabel 5-12 (LASTFIRE Group, 1997) geeft een overzicht van de oorzaken van de in Tabel 5-10 aangehaalde
gebeurtenissen in verband met de verschillende soorten tankuitstromingen binnen de dakruimte.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-18
Tabel 5-12: Oorzaken van uitstroming van vloeibare KWS binnen de dakruimte
Oorzaak
Dakoverstroming
(Roof spills)
Dakverzakking
(Sunken roofs)
Aantal % Aantal %
Beschadigde dichting 1 2 - -
Stutbreuk - - 7 19
Beschadigde pontons - - 2 5,5
Gebarsten dak naast pontons 3 5,5 - -
Gebroken dak 10 18 3 8
Falen van dakdrainage 7 13 1 3
Product op dak 1 2 1 3
Gas in leiding 4 7 2 5,5
Product onder hoge dampdruk 3 5,5 - -
Oververhit product 1 2 4 11
Overvulling 11 20 - -
Neergekomen dak met enkele stutten in
onderhoudspositie 1 2 - -
Hevige regenval 1 2 10 27
Water op dak - - 1 3
Niet geregistreerd 12 22 6 16
Totaal 55 100 37 100
-: geen gegevens
De belangrijkste oorzaken voor dakoverstromingen zijn respectievelijk overvulling van tanks (20%),
dakbreuken (18%) en in mindere mate breuken van de regenwater afvoer (13%).
De meest voorkomende oorzaken van dakverzakking zijn hevige regenval (27%) en stutbreuken (19%). Bij
deze laatste oorzaak dient de bemerking gemaakt dat alle stutbreuken zich voordeden bij eenzelfde
onderneming. Aan het LASTFIRE Project namen 16 ondernemingen deel, zodat de representativiteit van deze
faaloorzaak in vraag dient gesteld. Bij uitsluiting van de 7 stutbreuken wordt de faalfrequentie gereduceerd
tot 9,0 10-4 per tankjaar (i.p.v. 1,6 10-3) met een 99% betrouwbaarheidsinterval van 5,0 10-4 en 1,4 10-3 per
tankjaar.
Tabel 5-13 (LASTFIRE Group, 1997) geeft een overzicht van de oorzaken voor het uitstromen van vloeibare
KWS buiten het tankomhulsel van open top vlottende daktanks.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-19
Tabel 5-13: Oorzaak van uitstroming van vloeibare KWS buiten het tankomhulsel
Oorzaak Aantal %
Corrosie van tankbodem 15 16
Breuk van daksteunen 1 1
Corrosie ringvormige bodemplaat 4 4
Breuk van stoomspoel 3 3
Falen dakdrainage 13 14
Lek van menger 9 9
Lek van leidingnetwerk, flenzen of kleppen 16 17
Overvullen 14 15
Niet geregistreerd 21 22
Totaal 96 100
De belangrijkste oorzaken van de productuitstroom buiten het tankomhulsel zijn lekken in het leidingnetwerk
(17%), corrosie van de tankbodem (16%) en overvulling van tanks (15%).
De meest voor de hand liggende faalwijzen voor productuitstroming zijn van mechanische of corrosieve aard
(dichting- of pontonschade), proces- of procedureproblemen (vb. overvulling van tank) of natuurlijke
overbelastingsproblemen (hevige regenval).
5.8.3.1.3 Faalfrequenties voor catastrofaal falen
Indien het expliciet om breuken gaat van opslagtanks met een grote capaciteit (> 159 m³) wordt slechts één
statistisch onderbouwde faalfrequentie aangehaald, met name de US Survey (DNV, 1999). De
breukfrequentie is gebaseerd op een populatie van 33.000 tanks voor een periode van 1970 tot 1997, d.w.z.
een levensduur van 28 jaar. Tijdens deze waarnemingsperiode werden 3 breuken in de petroleumindustrie
geregistreerd, hetgeen aanleiding geeft tot een faalfrequentie van 3,2.10-6 per tankjaar met een 99%
betrouwbaarheidsinterval van 5,0.10-7 en 1,2.10-5 per tankjaar. Een vroegere studie van (E&P Forum, 1996)
kwam door combinatie van belangrijke lekken en tankpopulaties tot een faalfrequentie van 6,9.10-6 per
tankjaar. Een studie van Davies in de UK (Davies, 1996) kwam tot de bevinding dat de voorbije 50 jaar er geen
incidenten met breuken opgetreden zijn voor een tankpopulatie van 150.000 tanks, hetgeen een
breukfrequentie oplevert van minder dan 7.10-6 per tankjaar.
Daar (LASTFIRE Group, 1997) geen melding maakt van tankbreuken, ofschoon ze voorkwamen tijdens de
bemonsteringsperiode maar niet bij de leden, schat (DNV, 1999) de frequentie van tankbreuken op minder
dan 3.10-5 per tankjaar.
Op basis van bovenstaande referenties wordt aanbevolen om voor breuk van tanks met vlottend dak dezelfde
waarde te nemen als aanbevolen door (VROM, 2005e) voor tanks met vast dak (zie §5.8.3.2.2). De
faalfrequentie voor breuk wordt geschat op 5,0 10-6 per tankjaar, hetgeen in overeenstemming is met de
hogervermelde ramingen. Gecombineerd met de faalfrequentie voor het in korte tijd (10 minuten) vrijkomen
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-20
van de tankinhoud bij een ernstig lek van eveneens 5,0 10-6 per tankjaar, resulteert dit een globale
faalfrequentie voor catastrofaal falen van een tank van 1,0 10-5 per tankjaar. Het 99%
betrouwbaarheidsinterval wordt op basis van de statistiek van de US survey geraamd op 3,0 10-6 - 1,0 10-5 -
2,6 10-5 per tankjaar.
5.8.3.2 Faalfrequentie voor tanks met vast dak
5.8.3.2.1 Faalfrequenties voor lekken
Daar waar (LASTFIRE Group, 1997) een solide onderbouw geeft voor de lekfrequenties van atmosferische
opslagtanks met vlottend dak, geven (VROM, 2005e) en (DNV, 1999) een vrij uitgebreide, weliswaar
statistisch zwak onderbouwde compilatie van lekfrequenties van atmosferische opslagtanks met vast dak.
Voor tanks met vast dak berekende (HSE, 1997) een lekfrequentie van 2,5 10-3 per tankjaar voor
atmosferische opslagtanks op offshore platformen. De faalfrequentie is gebaseerd op 8 lekken en een
populatie van 3.241 tankjaren. Deze lekfrequentie is vergelijkbaar met deze voor tanks met vlottend dak,
indien ook de lekken van de uitrusting in de inkuiping mee in rekening wordt gebracht, waarvoor de
lekfrequentie 2,8 10-3 per tankjaar bedraagt (zie §5.8.3.1.1).
Omwille van de degelijke statistische onderbouwing werden de faalfrequenties voor tanks met vast dak
afgeleid van deze voor uitwendig vlottend dak, waarbij enkel die falingen in rekening werden gebracht die
met de tankstructuur, operationeel overvullen en eventuele aanwezigheid van een stoomspoel te maken
hebben. De oorzaken die te maken hebben met het falen van de dakdrainage of breuk van de daksteunen
werden hieruit geweerd.
Tabel 5-14: Uitstroomfrequenties buiten het tankomhulsel van tanks met vast dak
Type van uitstroming
Gebeurtenis per
33.909
tankjaren
Frequentie en
99% betrouwbaarheidsinterval
[x 10-3/tankjaar]
Lekken van tankstructuur (corrosie) 19 0,3 0,56 1,0
Lekken van tankstructuur en operationeel
overvullen 33 0,6 1,0 1,5
Lekken van tankstructuur, overvullen en
breuk stoomspoel 36 0,7 1,1 1,6
Uitstroming buiten tankomhulsel - alle
oorzaken (incl. leidingen en uitrusting in
inkuiping)
82 1,8 2,4 3,2
5.8.3.2.2 Faalfrequenties voor catastrofaal falen
Op basis van de reeds aangehaalde referenties voor breuk van tanks met vlottend dak wordt aanbevolen om
voor tanks met vast dak eveneens de waarden te nemen als aanbevolen door (VROM, 2005e). De
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-21
faalfrequentie voor breuk wordt geschat op 5,0 10-6 per tankjaar. Gecombineerd met de faalfrequentie voor
het in korte tijd (10 minuten) vrijkomen van de tankinhoud bij een ernstig lek van eveneens 5,0 10-6 per
tankjaar, resulteert dit in een globale faalfrequentie voor een omvangrijk lek van een tank van 1,0 10-5 per
tankjaar.
Hierbij gelden volgende aandachtspunten:
Alhoewel een tank of een vat bestaat uit een wand en gelaste stompen (steunpijlers), montageplaten en
instrumentatieleidingen, hebben de frequenties slechts betrekking op de tanks en vaten en het
geassocieerde instrumentatienetwerk. De leidingen verbonden met de tanks en vaten worden
afzonderlijk behandeld.
Tanks kunnen binnen of buiten een gebouw staan. De frequenties zijn niet afhankelijk van de binnen- of
buitenlocatie.
Er wordt geen classificatie per opgeslagen product gegeven. Een classificatiemethode voor het frequent
verschepen van verschillende producten wordt beschreven in (AVIV, 1999).
Er zijn geen afzonderlijke frequenties voorzien voor cryogene tanks (atmosferische opslagtanks met
bewaartemperatuur beneden de omgevingstemperatuur).
Atmosferische opslagtanks kunnen een absolute druk hebben van iets groter dan 1 bar. Voorbeelden
hiervan zijn cryogene tanks en atmosferische opslagtanks met stikstofdeken.
Het vloeistofniveau binnen een ingegraven atmosferische opslagtank mag niet hoger komen dan het
grondniveau. De omliggende (aangrenzende) grond wordt beschouwd als secundaire container. Bij dit
soort tanks resulteert falen slechts in een initiële flash gevolgd door verdamping uit de verontreinigde
bodem.
5.8.3.3 Dubbelwandige tanks
De dubbelwandige atmosferische tank wordt in de QRA behandeld als een single containment tank, waarbij
op de lekfrequenties een reductiefactor toegepast kan worden. Voor de reductiefactor op de lekfrequenties
wordt uitgegaan van een analoge werkwijze als bij dubbelwandige leidingen, aangezien er geen andere
informatie beschikbaar is. Voor dubbelwandige tanks worden de faalfrequenties voor lekken voor
enkelwandige single containment tanks gereduceerd met een factor 10. Voor breuk en volledige uitstroom
in 10 minuten wordt geen reductiefactor toegepast.
Dubbelwandige tanks zijn vaak uitgevoerd in kunststof. Momenteel zijn er echter geen faalfrequenties
beschikbaar voor dergelijke tanks. De hier afgeleide faalfrequenties mogen bijgevolg voor alle
dubbelwandige tanks gebruikt worden, onafhankelijk van het gebruikte materiaal.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-22
5.8.3.4 Besluit
Voor de faalfrequenties van enkelwandige single containment tanks, zowel deze met uitwendig vlottend dak
als deze met vast dak, wordt uitgegaan van het Last Fire Project voor de lekken (2,8 10-3/jaar) en van het
Paarse Boek voor het catastrofaal falen (1,0 10-5/jaar) (VROM, 2005e).
Voor dubbelwandige tanks wordt voor de lekfrequenties een reductiefactor 10 toegepast. De frequentie
voor catastrofaal falen wordt gelijk verondersteld aan deze van enkelwandige tanks.
5.8.4 Double en full containment tanksystemen
In de volgende paragrafen wordt de faalfrequentie voor double en full containment tanksystemen afgeleid
op basis van de definities uit de Europese norm (EN 14620-1, 2006), de hoger afgeleide faalfrequentie voor
single containment tanks en de reductiefactoren uit (VROM, 2005e) voor het in rekening brengen van
beschermingsmaatregelen, zijnde de secundaire houder.
5.8.4.1 Norm EN 14620-1
De Europese norm (EN 14620-1, 2006) heeft betrekking op het ontwerp en de constructie van ter plaatse
gebouwde, verticale, cilindrische, bovengrondse tanks (met vlakke bodem) voor de opslag van gekoelde,
vloeibaar gemaakte gassen bij een temperatuur gelijk aan, of juist onder, het atmosferisch kookpunt in
combinatie met een lichte overdruk in de tank. De primaire opslaghouder is van staal, terwijl de secundaire
opslaghouder – indien van toepassing – van staal of van beton is. Een binnentank enkel van voorgespannen
beton valt niet onder de bepalingen van deze norm.
De ontwerpdruk van de tanks is beperkt tot 500 mbar. Voor hogere drukken wordt verwezen naar EN 13445.
Het temperatuursbereik van de opgeslagen gassen is begrepen tussen 0°C en –165°C. Tanks voor de opslag
van vloeibare zuurstof, stikstof en argon vallen niet onder de bepalingen van deze norm.
De definities uit deze norm voor de verschillende types tanks zijn reeds hoger gegeven (zie §5.8.1.3). Er
wordt opgemerkt dat de norm EN 14620-1 enkel spreekt over “lekken” (leakage) van de primaire
opslaghouder. Alhoewel dit begrip niet expliciet verduidelijkt wordt, lijkt een breuk van de primaire
opslaghouder niet te vallen onder de noemer “lekken”. De norm stelt immers voor de accidentele belasting
in het geval van een lek van de primaire opslaghouder: “For tanks with a secondary container, this secondary
container shall be designed such that it can contain the maximum liquid content of the primary container. It
shall be assumed that the secondary container is filled gradually. The same philosophy shall be used for
membrane containment.”
De norm vermeldt expliciet dat de tank ontworpen dient te worden voor de SSE (safe shutdown earthquake)
grondbewegingen: “The SSE ground motion shall be the motion represented by 5 % damped response spectra
having a 1 % probability of being exceeded within a 50 year period (mean return interval of 4975 years).”
Met betrekking tot externe branden en explosies vermeldt de norm: “The purchaser shall specify the extent
of external fires and explosions.” De norm geeft geen specifieke ontwerpbelasting voor deze gevallen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-23
5.8.4.2 Secundaire houder: reductiefactoren, kans op falen en totale faalfrequentie
In onderstaande paragrafen worden de faalfrequenties voor double en full containment tanks afgeleid van
de faalfrequentie van een single containment tank. Hierbij wordt onderscheid gemaakt tussen lekken en
catastrofaal falen. Deze afleiding is niet gesteund op statistisch onderbouwde faaldata, maar op een
beoordeling van experten (VROM, 2005e; Protec Engineering, 2015a).
Voor lekken wordt een eenvoudige redenering gevolgd. Bij catastrofaal falen wordt de invloed van
beschermingsmaatregelen, zijnde de aanwezigheid van de secundaire houder, op de faalfrequentie van de
primaire houder (in essentie een single containment tank) besproken. Dit wordt uitgedrukt in een
reductiefactor. Tevens wordt een kans op falen van de secundaire houder afgeleid. Samen met de
faalfrequentie voor een single containment tank bepalen deze de totale faalfrequentie voor catastrofaal falen
van double en full containment tanks.
5.8.4.2.1 Faalfrequenties lekken
De faalfrequentie van lekken van de primaire houder wordt verondersteld niet beïnvloed te worden door het
beschermingsniveau van de secundaire houder. Voor double en full containment tanks wordt daarom
aangenomen dat de lekfrequentie van de primaire opslaghouder hetzelfde is als voor de single containment
tank (2,8 10-3/jaar).
Daarenboven geldt dat de secundaire houder van een double of full containment tank ontworpen is om de
vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval van een lek. Daarom worden lekken
van de secundaire houder niet meegenomen. De faalwijzen met lekken van de primaire houder gaan dus
steeds gepaard met een intacte secundaire houder.
Voor een full containment tank wordt bijkomend verondersteld dat lekken van de primaire houder niet in de
atmosfeer vrijgezet worden, vermits de secundaire houder vloeistof- en dampdicht is. Deze faalwijzen
worden bijgevolg niet beschouwd in de QRA.
5.8.4.2.2 Invloed van beschermingsmaatregelen bij catastrofaal falen
Er wordt aangenomen dat bescherming, zijnde de aanwezigheid van een secundaire houder, de volgende
invloed heeft op de faalfrequentie voor catastrofaal falen van installaties (VROM, 2005e).
− De faalfrequentie van de primaire houder van een atmosferische opslagtank met beschermend
buitenomhulsel is 5 keer kleiner dan die van een enkel omsloten atmosferische opslagtank. Verder
wordt verondersteld dat bij de helft van de catastrofale faalgebeurtenissen van de primaire houder
het beschermend buitenomhulsel ongeschonden blijft. Het vrijgekomen product wordt in dit
omhulsel (secundaire container) opgevangen. Bij de overige helft van de catastrofale
faalgebeurtenissen van de primaire houder is het beschermend buitenomhulsel eveneens
geschonden en komt de vrijgekomen inhoud rechtstreeks in de omgeving terecht.
− De faalfrequentie van de primaire houder van een dubbel omsloten atmosferische opslagtank is 80
keer kleiner dan de faalfrequentie van een enkel omsloten atmosferische opslagtank. Verder wordt
verondersteld dat de secundaire container ongeschonden blijft in 80% van de catastrofale
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-24
faalgebeurtenissen van de primaire houder en dat de inhoud door de secundaire container
opgevangen wordt. In de overige 20% catastrofale faalgebeurtenissen van de primaire houder wordt
de secundaire container eveneens geschonden en komt de inhoud rechtstreeks in de omgeving
terecht.
− De faalfrequentie van volledig omsloten atmosferische opslagtanks waarbij catastrofaal falen van
binnen- en buitencontainer optreedt wordt op 1,0 10-8 per jaar geschat. Daar bij uitsluitend falen
van de binnentank de inhoud volledig opgevangen wordt door de secundaire tank en aldus niet in de
omgeving vrijkomt, wordt hiervoor geen faalfrequentie gegeven (geschat).
In (Protec Engineering, 2015a) wordt op basis hiervan afgeleid dat afhankelijk van de graad van bescherming
die de secundaire houder biedt, de faalfrequentie van het catastrofaal falen van de opslagtank (primaire en
secundaire opslaghouder) daalt met volgende factoren, waarbij een onderverdeling gemaakt wordt tussen
een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder en een kans op falen van de secundaire houder.
− De aanwezigheid van een secundaire houder die de vloeistof kan opvangen in het geval de primaire
houder faalt, leidt tot een totale reductie met een factor 10:
o Een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder met een factor 5 omwille van de
gedeeltelijke bescherming tegen invloeden van buitenaf;
o Een kans op falen van de secundaire houder wanneer de eerste tankwand faalt van 1 op 2;
− Indien deze secundaire houder (omvangrijke) bescherming biedt tegen invloeden van buitenaf
(explosie, brokstukken ...) leidt dit tot een bijkomende reductie met een factor 40, wat leidt tot een
totale reductie met een factor 400:
o Een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder met een factor 80 omwille van
de omvangrijke bescherming tegen invloeden van buitenaf;
o Een kans op falen van de secundaire houder wanneer de eerste tankwand faalt van 1 op 5;
− Indien er bovendien een dak aanwezig is dat bijkomend bescherming biedt tegen invloeden van
buitenaf, leidt dit tot een bijkomende reductie met een factor 2,5, wat leidt tot een totale reductie
met een factor 1000. In navolging van de redenering die in het Paarse Boek gemaakt wordt voor de
andere tanktypes, kan deze factor 1000 als volgt verdeeld worden:
o Een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder met een factor 200 omwille van
de omvangrijke bescherming tegen invloeden van buitenaf;
o Een kans op falen van de secundaire houder wanneer de primaire houder faalt van 1 op 5.
Dit wordt samengevat in Tabel 5-15.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-25
Tabel 5-15: Invloed bijkomende tankomhulling op faalfrequentie voor catastrofaal falen
Secundaire houder
Reductiefactor omwille van
(gedeeltelijke) bescherming
tegen invloeden van buitenaf
Kans op falen secundaire houder
wanneer de primaire houder
catastrofaal faalt
Tankwand die de vloeistof kan
opvangen in het geval de primaire
houder faalt
5 0,5
Tankwand die de vloeistof kan
opvangen in het geval de primaire
houder faalt en die ontworpen is
om bescherming te bieden tegen
invloeden van buitenaf
80 0,2
Tankdak dat ontworpen is om
bescherming te bieden tegen
invloeden van buitenaf
2,5
5.8.4.2.3 Faalfrequenties catastrofaal falen
Hieronder worden faalfrequenties voor het catastrofaal falen van double en full containment tanks afgeleid
o.b.v. bovenstaande redenering en de faalfrequenties voor single containment tanks (Protec Engineering,
2015a). Er wordt uitgegaan van volgende punten.
1. Bij de reductiefactoren die gehanteerd worden om rekening te houden met de bescherming tegen
invloeden van buitenaf geboden door een extra tankwand, de secundaire houder, wordt een
onderscheid gemaakt tussen een metalen en een betonnen tankwand, die beide de vloeistof kunnen
opvangen als de primaire houder lekt.
2. Er wordt generiek gesteld dat een betonnen secundaire houder inherent beter bestand is tegen
invloeden van buitenaf dan een metalen secundaire houder, m.a.w. dat een betonnen houder
ontworpen is om bescherming te bieden tegen invloeden van buitenaf en een metalen niet.
3. Indien er een betonnen dak aanwezig is, biedt dit bijkomende bescherming van de primaire houder
tegen invloeden van buitenaf. Hiervoor wordt een extra reductiefactor in rekening gebracht. Voor
een metalen dak wordt geen reductiefactor in rekening gebracht.
4. Indien de primaire houder van een double of full containment tanksysteem catastrofaal faalt, bestaat
er een kans dat de secundaire houder tevens catastrofaal faalt. Ook hier wordt verondersteld dat
een betonnen houder hier beter tegen bestand is dan een metalen.
5. De faalwijzen waarin de primaire houder catastrofaal faalt en de volledige inhoud vrijkomt in de
intacte secundaire houder worden meegenomen in de QRA. Voor full containment tanks wordt
verondersteld dat dit scenario geen relevante externe effecten genereert.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-26
6. Er wordt aangenomen dat de double en full containment tanksystemen geen penetraties (bv. een
leiding) hebben in de zijwand of de bodem van de primaire en secundaire houders. Indien deze wel
aanwezig zijn, dienen deze penetraties expliciet in rekening gebracht te worden in de risicoanalyse.
De reductiefactoren voor het falen van de primaire houder en de kans op catastrofaal falen van de secundaire
houder bij catastrofaal falen van de primaire houder zijn gebaseerd op §5.8.4.2.2 en naar de hier gebruikte
bewoordingen omgezet in Tabel 5-16.
Er kan bijkomend opgemerkt worden dat de faalfrequenties van een single containment tank(systeem) zijn
gebaseerd op casuïstiek voor metalen, cilindrische tanks. De faalfrequenties van tanksystemen met een
betonnen primaire opslaghouder, membraantanks of sferische tanks dienen geval per geval bepaald te
worden. De hier gegeven faalfrequenties voor tanksystemen met een metalen, cilindrische tank als primaire
opslaghouder kunnen hierbij als uitgangspunt gebruikt worden, indien er geen specifieke casuïstiek
voorhanden is.
Tabel 5-16: Invloed secundaire houder op faalfrequentie voor catastrofaal falen
Secundaire houder
Reductiefactor voor het
catastrofaal falen van de primaire
houder
Kans op catastrofaal falen
secundaire houder wanneer de
primaire houder catastrofaal faalt
Metalen tankwand 5 0,5
Betonnen tankwand 80 0,2
Betonnen dak 2,5
Tabel 5-17 geeft de afgeleide faalfrequenties voor de gedefinieerde types double en full containment tank.
Voor de faalfrequenties van single containment tanks, waarop deze faalfrequenties gebaseerd zijn, wordt
uitgegaan van het Paarse Boek (VROM, 2005e) voor het catastrofaal falen (1,0 10-5/jaar).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-27
Tabel 5-17: Afleiding faalfrequenties voor catastrofaal falen double en full containment tanksystemen
Tanktype DC1 DC2 FC1 FC2
Eigenschappen secundaire houder
Metalen tankwand X - X -
Betonnen tankwand - X - X
Metalen dak - - X -
Betonnen dak - - - X
Berekening faalfrequentie
Reductiefactor voor het catastrofaal falen van
de primaire houder 5 80 5 200
Kans op catastrofaal falen secundaire houder
wanneer de primaire houder catastrofaal
faalt
0,5 0,2 0,5 0,2
Faalfrequentie catastrofaal falen primaire
houder 2,0 10-6 1,3 10-7 2,0 10-6 5,0 10-8
Faalfrequentie catastrofaal falen totaal
tanksysteem [/j] 1,0 10-6 2,5 10-8 1,0 10-6 1,0 10-8
Faalfrequentie catastrofaal falen primaire
houder, vrijzetting in intacte secundaire
houder [/j]
1,0 10-6 1,0 10-7 - -
Bij deze tabel geldt voor de double en full containment tanks dat
𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟 =𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑠𝑖𝑛𝑔𝑙𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑖𝑛𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑡𝑎𝑛𝑘
𝑟𝑒𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟
𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑎𝑙 𝑡𝑎𝑛𝑘𝑠𝑦𝑠𝑡𝑒𝑒𝑚 = 𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟 𝑥 𝑘𝑎𝑛𝑠 𝑜𝑝 𝑓𝑎𝑙𝑒𝑛 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟
En
𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟, 𝑣𝑟𝑖𝑗𝑧𝑒𝑡𝑡𝑖𝑛𝑔 𝑖𝑛 𝑖𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑒 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟= 𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟 𝑥 (1 − 𝑘𝑎𝑛𝑠 𝑜𝑝 𝑓𝑎𝑙𝑒𝑛 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟)
Met
𝐹𝐹 𝐶𝐹 = 𝐹𝑎𝑎𝑙𝑓𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑖𝑒 𝑐𝑎𝑡𝑎𝑠𝑡𝑟𝑜𝑓𝑎𝑎𝑙 𝑓𝑎𝑙𝑒𝑛
Bij deze tabel kan opgemerkt worden dat de faalwijze “catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in
intacte secundaire houder” bij full containment tanks wel bestaat, maar dat de effecten verwaarloosbaar
worden geacht omwille van het feit dat de secundaire houder dampdicht is. Vandaar dat de faalfrequenties
voor deze faalwijze niet zijn opgenomen in de tabel.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-28
5.8.4.3 Faalwijzen en modellering catastrofaal falen
In §5.4.3 werden hoger genoemde faalwijzen vertaald naar andere bewoordingen om te verduidelijken wat
bedoeld wordt. Bijkomend werden een aantal modelleringsaspecten toegevoegd, die enkel geldig zijn voor
double en full containment tanks.
5.8.4.3.1 Catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder
De faalwijze “catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder” is vertaald naar
“volledige inhoud in intacte secundaire houder”, waarbij uitgegaan wordt van een beginsituatie waarbij de
primaire houder reeds volledig verdwenen is. De reden hiervoor is dat anders eigenlijk nog een plasspreiding
van de primaire naar de secundaire houder moet gemodelleerd worden en dat deze dan eigenlijk nog zou
moeten gesplitst worden in breuk en uitstroming in 10 minuten. Er werd geoordeeld dat, gezien de korte
afstand tussen de primaire en secundaire houder, dit allemaal niet veel verschil zou geven. Daarom werd
voor de eenvoud gekozen voor onmiddellijke verdamping uit de secundaire houder, zonder voorafgaande
plasspreiding tussen de primaire en secundaire houder.
5.8.4.3.2 Catastrofaal falen totaal tanksysteem
De faalwijze “catastrofaal falen totaal tanksysteem”, waarbij zowel de primaire als de secundaire houder
falen, werd vertaald naar breuk en uitstroom in 10 minuten van het volledige tanksysteem met een 50/50-
verdeling voor de faalfrequenties, cfr. de single containment tanks. Ook hier wordt voor de eenvoud
verondersteld dat de inhoud zich in de beginsituatie reeds in de secundaire houder bevindt.
Hier wordt wel onderscheid gemaakt tussen een metalen en een betonnen secundaire houder.
Verondersteld wordt immers dat een betonnen secundaire houder beter bestand is tegen invloeden van
buitenaf en tegen de krachten die ontstaan bij falen van de primaire houder dan een metalen secundaire
houder. Voor een metalen secundaire houder wordt daarom uitgegaan van de volledige uitstroming van de
inhoud van de tank, zijnde 100%, zoals het in principe bedoeld is in het Paarse Boek. Echter, voor betonnen
secundaire houders heeft het Team EV besloten om niet uit te gaan van de volledige uitstroming van de
inhoud van de tank, maar om hier slechts een bepaald percentage te laten uitstromen, zijnde 10%. De
redenering hierachter is dat dergelijke tanks volgens de literatuur wel kunnen falen, dat ze verondersteld
worden beter te zijn dan single containment tanks en dus kleinere risico’s te hebben en dat dit niet helemaal
uit de risicoberekeningen blijkt, indien de volledige uitstroming wordt toegepast. Bij toepassen van volledige
uitstroming in de QRA blijkt voor dergelijke tanks immers dat deze in de meeste gevallen niet kunnen
geplaatst worden in een gebied dat hiervoor wel geschikt lijkt zonder dat extra maatregelen, meer bepaald
een extra inkuiping, worden genomen. Dit lijkt in strijd met het beveiligingsniveau dat dergelijke tanks
zouden bieden. Bovendien is het volgens de normen en in andere landen niet vereist om een extra inkuiping
rond dergelijke tanks te voorzien. Daarom en omdat het Team EV van mening is dat dergelijke tanks wel
kunnen falen, maar dat het toch zeer onwaarschijnlijk is (zonder hier een getal op te willen plakken) dat de
primaire en de betonnen secundaire houder ineens samen volledig gaan verdwijnen, zoals bij het
breukscenario normaal verondersteld wordt, heeft het Team EV besloten om bij dergelijke tanks slechts 10%
te laten uitstromen bij de modellering. Een analoge redenering kan opgezet worden voor de volledige
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-29
uitstroming in 10 minuten. Omdat deze faalwijzen niet helemaal overeenkomen met de faalwijzen breuk en
volledige uitstroming in 10 minuten, waarbij normaliter 100% van de inhoud vrijkomt, en om toch de link te
behouden met de manier van modelleren voor deze scenario’s zijn deze faalwijzen in Tabel 5-4 en Tabel 5-5
genoteerd als “breuk” en “uitstroom in 10 min”. Het percentage uitstroming werd hier voor de duidelijkheid
ook expliciet bij vermeld.
Het Team EV wil hiermee niet gezegd hebben dat uitstroming van 100% van de inhoud niet mogelijk is. Dat
scenario moet echter niet meegenomen worden in de QRA. Op deze manier hoopt het Team EV een
evenwicht te vinden tussen het toelaten van dergelijke tanks op daarvoor geschikte terreinen, zijnde op
voldoende afstand van gebieden met belangrijke of belangrijk geachte populatie, en het nemen van
bijkomende maatregelen, waardoor bedrijven op kosten worden gejaagd.
Na de vrijzetting wordt vrije plasspreiding verondersteld. De formules uit Module 16 worden hiervoor
gebruikt.
Indien de plasspreiding berekend wordt met MacKay & Matsugu (zie §16.3.2), wordt tot nader order
volgende methode toegepast.
Voor zowel de metalen als de betonnen secundaire houders wordt bij de plasspreiding na het catastrofaal
falen van het volledige tanksysteem steeds uitgegaan van een minimale plashoogte gelijk aan 100 mm.
Aangezien dit meestal extreem grote tanks betreft die bij catastrofaal falen extreem grote plassen genereren,
wordt verondersteld dat er altijd wel goten, opvangvoorzieningen, hellingen, e.d. zijn die de plas op een of
andere manier zullen beperken. Om hierover eeuwige discussies te vermijden heeft het Team EV besloten
om voor deze tanks een vaste hogere waarde voor de plashoogte te hanteren.
Er kan niet afgeweken worden van de 100 mm minimale plashoogte (bij MacKay en Matsugu).
Bij de modellering met de formules van Webber worden hogere plashoogtes bekomen dan met de
modellering met MacKay & Matsugu. Hiervoor wordt dus geen extra beperking opgelegd en wordt de
plasspreiding toegepast zoals voorzien in Module 16.
Merk op, er kan in de QRA niet afgeweken worden van de uitstroomhoeveelheid van 10% bij betonnen
secundaire houders. Indien met deze modellering problemen ontstaan bij toetsing aan de criteria, zullen
extra maatregelen moeten genomen worden. Eén van de mogelijke maatregelen is een extra inkuiping of
een tertiaire houder. Indien deze tertiaire houder een betonnen houder betreft, wordt het falen van deze
houder niet beschouwd in de QRA. Het falen van de inkuiping wordt eveneens niet beschouwd in de QRA,
zoals aangegeven in §13.1. Ook hier wil het Team EV niet gezegd hebben dat de tertiaire houder of de
inkuiping niet kunnen falen.
5.8.5 Ingegraven en ingeterpte tanks
De faalfrequenties voor ingegraven en ingeterpte tanks worden bepaald o.b.v. (VROM, 2005e). Lekken
worden verondersteld niet in de atmosfeer vrijgezet te worden en worden bijgevolg weggelaten. Voor
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-30
catastrofaal falen wordt aangenomen dat de faalfrequentie gelijk is aan deze voor full containment tanks
met een betonnen secundaire houder.
5.8.6 Procesinstallaties
Voor de procesinstallaties wordt arbitrair een 10 maal hogere faalfrequentie dan voor single containment
opslagtanks gehanteerd.
5.8.7 Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers
Voor tankwagens, spoorwagons en tankcontainers worden de faalfrequenties van de single containment tank
gebruikt.
Ook voor het manipuleren van tankcontainers worden faalfrequenties afgeleid. (RIVM, 2011) geeft een
frequentie van 1,0 10-6 per overslag voor een klein lek en 1,0 10-7 voor een groot lek. De faalfrequentie is
gebaseerd op zes verticale handelingen. Per verticale handeling geeft dit 1,7 10-7 voor een klein lek en 1,7 10-
8 voor een groot lek.
Voor een tankcontainer met vloeistof (aangenomen wordt dat hiermee een atmosferische tank wordt
bedoeld) wordt een lek gedefinieerd als een uitstroming van 1 l/s (klein lek) of 5 l/s (groot lek) gedurende
1800 s. Er wordt aangegeven dat dit overeenkomt met een gatdiameter van respectievelijk 20 en 50 mm.
Indien wordt uitgegaan van cijfers per verplaatsing i.p.v. per verticale handeling, waarbij één verplaatsing
wordt gelijkgesteld aan twee verticale handelingen, worden de faalfrequenties verdubbeld.
5.8.8 Tankbrand
Tankbrand voor bovengrondse tanks moet niet beschouwd worden, aangezien wordt aangenomen dat deze
brand zich op zodanig grote hoogte bevindt dat geen relevante effecten in de omgeving gegenereerd worden.
Tankbrand voor ondergrondse tanks moet niet beschouwd worden, aangezien deze bedekt zijn met aarde.
Tankbrand wordt bijgevolg niet beschouwd als scenario.
5.8.9 Besluit - Generieke faalfrequenties
5.8.9.1 Opslagtanks
Voor de faalfrequenties van enkelwandige atmosferische opslagtanks (single containment) wordt uitgegaan
van het Last Fire Project voor de lekken (2,8 10-3/jaar) en van het Paarse Boek (VROM, 2005e) voor het
catastrofaal falen (1,0 10-5/jaar). De verdeling van de lekfrequentie over de verschillende lekdiameters en de
verdeling van de frequentie van catastrofaal falen over breuk en 10 minuten uitstroom is gebeurd volgens
de werkwijze uit §5.7. Door afrondingen tot 1 beduidend cijfer na de komma kan het zijn dat de som niet
steeds gelijk is aan de totale frequentie waarvan vertrokken is. De faalfrequenties voor dubbelwandige tanks
worden hier ook van afgeleid door het toepassen van een reductiefactor 10 op de lekfrequenties.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-31
Voor de double en full containment tanks werden voor het catastrofaal falen van het volledige tanksysteem
de reductiefactoren voor het falen van de primaire houder en de kans op falen van de secundaire houder
bepaald. Daarmee werden faalfrequenties berekend voor verschillende types double en full containment
tanks. De faalwijzen en modellering werden bovendien aangepast t.o.v. de gangbare praktijk voor de
faalwijzen breuk en 10 minuten uitstroom.
Voor de lekken van de primaire houder van de double containment tanks werd besloten om dezelfde
faalfrequentie te gebruiken als voor single containment tanks. Voor full containment tanks en de ingeterpte
en ingegraven tanks werd geoordeeld dat lekken van de primaire houder niet relevant zijn in het kader van
externe mensrisico’s. Voor double en full containment tanks wordt tevens aangenomen dat lekken van de
secundaire houder niet optreden. Voor ingeterpte en ingegraven tanks werd verder verondersteld dat de
faalfrequentie voor catastrofaal falen dezelfde is als deze voor full containment tanks met een betonnen
secundaire houder.
5.8.9.2 Procesinstallaties
Voor de procesinstallaties wordt arbitrair een 10 maal hogere faalfrequentie dan voor single containment
opslagtanks gehanteerd.
5.8.9.3 Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers
Voor tankwagens, spoorwagons en tankcontainers worden de faalfrequenties van de single containment
tanktypes gebruikt.
Voor het manipuleren van tankcontainers wordt gesteund op de info uit (RIVM, 2011), waarbij wordt
uitgegaan van faalfrequenties per verplaatsing.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-1
MODULE 6. DRUKHOUDERS
Deze module behandelt de drukhouders. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven, de
bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering.
6.1 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op alle types drukhouders. Hieronder vallen zowel vaste opslagtanks
(bovengronds en ondergronds), tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, flessen, drukvaten, cilinders als
procesinstallaties, voor zover de ontwerpdruk minstens 0,5 bar overdruk bedraagt.
Warmtewisselaars, pompen, compressoren, leidingsystemen, verladingsactiviteiten vallen hier niet onder.
6.2 SCENARIO’S
Voor de scenariobepaling van de druktanks wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 6-1. Voor
tankcontainers worden bijkomend scenario’s voor het manipuleren meegenomen (zie Tabel 6-2). Voor de
flessen, drukvaten en cilinders wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 6-3 en Tabel 6-4. Voor
een flessenbatterij wordt de werkwijze uit §6.3.3 gevolgd. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen
uit Module 14 aan gekoppeld.
6.3 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
Hieronder zijn de faalwijzen en faalfrequenties opgenomen voor de verschillende soorten drukhouders. De
achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§6.6 en §6.7).
6.3.1 Druktanks
Hieronder wordt beschreven welke faalwijzen en welke faalfrequenties voor druktanks moeten gebruikt
worden. Onder druktanks vallen de opslagtanks, tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en
procesinstallaties.
6.3.1.1 Algemene aspecten
6.3.1.1.1 Toepassing
Een druktank omvat de tank met inbegrip van het mangat, aansluitingen voor instrumentatie en
leidingaansluitingen tot aan de eerste flens. Het bijhorende leidingstelsel is hier niet in opgenomen.
Indien de leidingaansluiting tot aan de eerste flens een grotere lengte heeft dan 10 m, dient de
leidingaansluiting als een afzonderlijk leidingstuk meegenomen te worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-2
6.3.1.1.2 Faalwijzen
Voor catastrofaal falen wordt dit op dezelfde wijze behandeld als bij atmosferische houders (zie §5.4.1.2).
Voor lekken wordt de volgende werkwijze gehanteerd. Bij de houders zijn er drie verschillende faalwijzen
voor de lekken, met name “groot lek”, “middelgroot lek” en “klein lek”. De maximale lekdiameter van de
tank bepaalt welke lekken moeten meegenomen worden in de risicoberekening en met welke equivalente
lekdiameter.
De maximale lekdiameter wordt gelijkgesteld aan het minimum van de maximale aansluitdiameter en de
diameter die aanleiding geeft tot uitstroom in 10 minuten (DL, max = min (Dmax, D10)).
Indien de maximale lekdiameter kleiner is dan of gelijk aan 10 mm, wordt enkel de faalwijze “klein lek”
beschouwd met een faalfrequentie gelijk aan de som van de faalfrequenties voor de faalwijzen “groot lek”,
“middelgroot lek” en “klein lek”. De equivalente lekdiameter wordt gelijkgesteld aan 10 mm.
Indien de maximale lekdiameter in het interval van het middelgroot lek (10 – 50 mm) gelegen is, dient de
faalwijze “groot lek” niet beschouwd te worden, maar wordt de faalfrequentie van de faalwijze “groot lek”
opgeteld bij deze van de faalwijze “middelgroot lek”. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze
“middelgroot lek” wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter. De faalwijze “klein lek” wordt apart
beschouwd met zijn eigen faalfrequentie en een equivalente lekdiameter van 10 mm.
Indien de maximale lekdiameter groter is dan 50 mm, worden de faalwijzen “groot lek”, “middelgroot lek”
en “klein lek” alle apart beschouwd, elk met zijn eigen faalfrequentie.
− De equivalente lekdiameter voor de faalwijze “groot lek” wordt gelijkgesteld aan de maximale
lekdiameter, DL, max.
− De equivalente lekdiameter voor de faalwijze “middelgroot lek” wordt gelijkgesteld aan 25 mm.
− De equivalente lekdiameter voor de faalwijze “klein lek” wordt gelijkgesteld aan 10 mm.
6.3.1.2 Faalfrequenties
In Tabel 6-1 worden de generieke faalfrequenties gegeven voor continue en instantane vrijzettingen uit
druktanks.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-3
Tabel 6-1: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor druktanks
Faalwijze
Faalfrequentie [/tankjaar]
Bovengrondse
opslagtank
Ingegraven of
ingeterpte
opslagtank
Tankwagens,
spoorwagons en
tankcontainers
Procesinstallaties
Klein lek
1 < d ≤ 10 mm
deq = 10 mm
5,5 10-5 1,1 10-4
Middelgroot lek
10 < d ≤ 50 mm
deq = 25 mm
1,0 10-5 2,0 10-5
Groot lek
50 < d ≤ Dmax
deq = DL, max
1,1 10-6 1,1 10-5
Volledige uitstroom
in 10 min 3,2 10-7 1,6 10-7 3,2 10-7 3,2 10-6
Breuk 3,2 10-7 1,6 10-7 3,2 10-7 3,2 10-6
Voor tankcontainers op opslagplaatsen worden in de risicoberekening bijkomend faalwijzen meegenomen
voor het manipuleren van tankcontainers, waarbij deze opgepakt en terug neergezet worden. De
faalfrequenties zijn opgenomen in Tabel 6-2.
Tabel 6-2: Faalfrequenties [/verplaatsing] voor het manipuleren van tankcontainers onder druk
Faalwijze Faalfrequenties [/verplaatsing]
Klein lek
deq = 10 mm 3,3 10-7
Groot lek
deq = 50 mm 3,3 10-8
6.3.2 Flessen, drukvaten en cilinders
Als generieke faalfrequenties voor drukvaten (met een inhoud van 150 tot 1.000 liter) en cilinders (met een
inhoud van 150 tot 3.000 liter) gelden de cijfers vermeld in Tabel 6-3.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-4
Tabel 6-3: Faalwijzen en faalfrequenties voor drukvaten (150 tot 1.000 liter) en cilinders (150 tot 3.000 liter)
Faalwijze Faalfrequentie cilinders en drukvaten [/vat.jaar]
Lek
deq = Dmax 1,1 10-5
Breuk 1,1 10-6
Als generieke faalfrequentie voor flessen (met een inhoud kleiner dan of gelijk aan 150 liter) gelden de cijfers
vermeld in Tabel 6-4.
Tabel 6-4: Faalwijzen en faalfrequenties voor flessen (≤ 150 liter)
Faalwijze Faalfrequentie fles [/fles.jaar]
Breuk 1,1 10-6
6.3.3 Flessenbatterij, cilinderpakket, trailer, edm.
Voor een flessenbatterij (RIVM, 2015) met N gasflessen dient volgend scenario meegenomen te worden met
een faalfrequentie gelijk aan N × 1,1 10-6 per jaar. De uitstroming wordt beschouwd als het instantaan falen
van de eerste fles gevolgd door een continue uitstroming van de gehele inhoud van de overige N – 1 flessen
door middel van een gat. De grootte van het gat wordt gelijkgesteld aan de grootte van de diameter van de
verbindingsleiding tussen de flessen. Het instantaan falen van de gehele flessenbatterij wordt niet
aannemelijk geacht.
Indien de verbindingsleidingen tussen de flessen steeds gesloten zijn, dan wordt het vervolgscenario waarbij
de inhoud van de overige N-1 flessen vrijkomt niet meegenomen en wordt het scenario beperkt tot het
instantaan falen van 1 fles.
Voor een cilinderpakket en soortgelijke installaties (bv. zogenaamde trailers) wordt analoog te werk gegaan.
Hierbij wordt enkel gekeken naar het scenario waarbij de eerste cilinder instantaan faalt. Het scenario
waarbij de eerste cilinder lekt wordt niet beschouwd.
6.4 MODELLERING
De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en
effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-5
6.5 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/04 omtrent flessenbatterij en cilinderpakket
Verwerking studie (Protec Engineering, 2018) omtrent lekfrequenties
atmosferische tanks
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-6
6.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIEVERDELING
Voor de bepaling van de faalwijzen en de verdeling van de faalfrequenties voor atmosferische en
drukhouders werd gesteund op onderstaande informatie.
6.6.1 Extra symbolen
D [mm] Lekdiameter waarvoor F bepaald wordt
d0 [mm] 1 mm
d1 [mm] Minimale diameter van de lekgrootte categorie
d2 [mm] Maximale diameter van de lekgrootte categorie
dk [mm] Equivalente lekdiameter voor klein lek
dm [mm] Equivalente lekdiameter voor middelgroot lek
F [/jaar] Frequentie (per jaar) dat een lek optreedt met een diameter ≥ d
F’(d) [-] Afgeleide van de verdelingsfunctie
f0 [/jaar] Totale lekfrequentie
Griekse symbolen
α [-] 0,65 voor druktanks (Protec Engineering, 2015a)
β, γ, [-] Fractie van klein, middelgroot en groot lek van de totale lekfrequentie
ΔF [/jaar] Faalfrequentieinterval voor de lekgrootte categorie [d1;d2]
6.6.2 Algemeen
Voor de keuze van de faalwijzen dient men zich rekenschap te geven van het feit dat standaard
dispersiemodellen (2D-modellen) in de praktijk opgebouwd zijn rond 2 basismodellen, nl. rond een model
voor instantaan falen enerzijds en rond een model voor continue vrijzettingen anderzijds. Tussenliggende
situaties (kortstondige vrijzetting, al dan niet met sterk variërend debiet) worden via een “handigheidje”
gemodelleerd, nl. door de vrijzetting voor te stellen als een reeks opeenvolgende “puffs”.
Door deze manier van werken levert de modellering van tussenliggende situaties vaak erg vreemde
resultaten op. Dit wordt versterkt door het feit dat in de voorafgaande modellering van de vrijzetting ook
slechts 2 uitersten gekend zijn, nl. modellen voor breuk en modellen voor vrijstralen (continue vrijzettingen).
Belangrijke fenomenen, zoals de initiële opmenging van lucht, worden daarbij op sterk uiteenlopende wijze
behandeld. Voor overgangssituaties tussen breuk en continue vrijzettingen zijn de resultaten van de
dispersieberekeningen erg onbetrouwbaar.
Om dit effect op te vangen, is voorgesteld om catastrofaal falen van een houder op 2 manieren te modelleren,
nl. eenmaal als “breuk” en eenmaal als een “vrijzetting van de totale inhoud in 10 minuten”. De frequentie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-7
voor catastrofaal falen wordt daarbij verdeeld over de 2 vrijzettingsscenario’s. De invoering van het “10
minuten” scenario is dus puur rekentechnisch.
De faalfrequentie van een onderdeel bestaat uit 2 deelfrequenties, m.n. uit de frequentie voor catastrofaal
falen “PC” en uit de frequentie voor lekkage “PL”. Beide frequenties worden bepaald aan de hand van
statistisch onderzoek.
Voor lekkage worden in het algemeen 3 faalwijzen beschouwd:
− een klein lek representatief voor lekken met d ≤ dK en met frequentie β.PL;
− een middelgroot lek representatief voor lekken met dK < d ≤ dM en met frequentie γ.PL;
− een groot lek representatief voor lekken met dM < d ≤ DL,max en met frequentie .PL.
Hierbij is β + γ + = 1.
Afhankelijk van de grootte van de maximale lekdiameter, DL,max (= min(D10, Dmax)), worden de faalwijzen voor
lekkage uit Tabel 6-5 voor de kwantitatieve risicoanalyse weerhouden (Sertius , 2009). Bemerk dat voor kleine
lekken steeds een lekdiameter van 10 mm aangenomen wordt (cfr. §6.6.4.1).
Tabel 6-5: Faalwijze en frequentie voor lekkage
DL,max ≤ dK dK < DL,max ≤ dM dM < DL,max
Faalwijze Frequentie Faalwijze Frequentie Faalwijze Frequentie
Klein lek
deq = 10 mm (β+γ+).PL
Klein lek β.PL Klein lek β.PL
Middelgroot
lek
deq = DL,max
(γ+).PL
Middelgroot
lek γ.PL
Groot lek
deq = DL,max .PL
6.6.3 Catastrofaal falen
Als frequentieverdeling tussen “breuk” en “vrijzetting van de volledige inhoud in 10 minuten” wordt
uitgegaan van een verhouding van 50 – 50. In het rapport van (Smith & Warwick, 1981) worden 2 catastrofale
vrijzettingen gerapporteerd. Eén hiervan is duidelijk een breuk, de andere is eerder te beschouwen als een
uitstroom in 10 minuten. Een verdeling 50 – 50 tussen “breuk” en “uitstroom in 10 minuten” lijkt daarom
aangewezen.
6.6.4 Lekkages
Voor de lekkages worden bepaalde equivalente lekdiameters gedefinieerd en een bepaalde verdeling tussen
de verschillende lekkages toegepast. Beide zijn gebaseerd op onderstaande redenering (SGS, 2007).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-8
Voor installaties die als atmosferische tanks of druktanks kunnen beschouwd worden, dienen lekkages met
een equivalente lekdiameter doorgerekend te worden. Elk van deze equivalente lekdiameters wordt
geassocieerd met een bereik aan lekdiameters.
In de verdere afleiding van de equivalente diameters en diameterintervallen worden volgende twee
voorwaarden vooropgesteld:
− Er dient voldaan te worden aan de voorwaarde dat de vrijgestelde hoeveelheid aan de equivalente
diameter representatief moet zijn voor de vrijgestelde hoeveelheden gekoppeld aan de diameters
binnen het interval. De vrijgestelde hoeveelheid is evenredig met de equivalente diameter in het
kwadraat.
− Bovendien moet voldaan worden aan de vereiste dat de som van de frequenties voor de lekkages
gelijk is aan de totale lekfrequentie.
Op basis van deze voorwaarden en de informatie uit (HSE, 1997) en (Protec Engineering, 2015a) met
betrekking tot de verdeling van de lekdiameters kan de equivalente diameter voor een diameterinterval
bepaald worden met volgende verdelingsfunctie.
𝐹(𝑑) = 𝑓0 ∙ (𝑑0𝑑)𝛼
De fractie van de lekken met een lekdiameter groter dan d, wordt gegeven door de factor (d0/d)α.
Het totale bereik, van 1 mm tot de grootste aansluiting, wordt opgedeeld in 3 lekgroottecategorieën. De
equivalente diameter, die representatief is voor de gekozen lekgroottecategorie, wordt berekend aan de
hand van de verbanden afgeleid in (SGS, 2007). Bovendien wordt het groot lek afhankelijk gemaakt van de
diameter van de grootste aansluiting.
6.6.4.1 Klein lek
Het diameterinterval voor het klein lek wordt vastgelegd op 1 – 10 mm. Rekening houdende met voorgaande
paragraaf worden volgende faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid.
F = 0,60 . f0
deq = 2 mm
Rekening houdende met de onbetrouwbaarheid van de verdelingsfunctie binnen het diameterinterval, wordt
de equivalente lekdiameter voor het klein lek gelijkgesteld aan de bovengrens van het interval, namelijk 10
mm.
6.6.4.2 Middelgroot lek
Het diameterinterval voor het middelgroot lek wordt vastgelegd op 10 – 50 mm, aangezien de meeste
aansluitingen groter zijn dan 50 mm. Rekening houdende met voorgaande paragraaf, worden volgende
faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-9
F = 0,19 . f0
deq = 25 mm
6.6.4.3 Groot lek
Het groot lek wordt gemodelleerd met een diameter gelijk aan de maximale lekdiameter (DL, max). Rekening
houdende met voorgaande paragraaf, worden volgende faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid.
F = 0,21 . f0
deq = DL,max
6.6.5 Besluit
Het Handboek Risicoberekeningen is gebaseerd op bovenstaande redenering. Volgende waarden worden
als volgt vastgelegd.
dK = 10 mm en dM = 50 mm;
β = 0,78, γ = 0,14 en = 0,08.
PC en PL worden voor de verschillende installatietypes in de respectievelijke bijlagen afgeleid.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-10
6.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIES
6.7.1 Druktanks
6.7.1.1 Basisfaaldata volgens Smith & Warwick
Daar tal van faaldata i.v.m. drukvaten gebaseerd zijn op het oorspronkelijk onderzoek van (Smith & Warwick,
1981) wordt hiervan een bondige samenvatting gegeven. Dit onderzoek liep in de periode 1962-1978 (± 16
jaar) over 310.000 vatjaren en 20.000 drukvaten.
In dit onderzoek waren begrepen:
− Steam extractors, receivers, drums, heaters, generators, pipes;
− Hot Gas heat exchangers;
− Super heaters;
− Water tube boiler bottom heaters;
− Jacketed autoclaves;
− Re-heat pipeworks;
− Cylinders;
− Ammonia storage tank;
− Gas cooled reactors;
− Nuclear accelerator tank;
− Cyclo Hexane reactor vessel;
− Evaporator vessel;
− HMT Boiler;
− Chemical reactor vessel.
(Smith & Warwick, 1981) definieerde twee faalcategorieën:
− Catastrofaal falen (catastrophic failure): dit houdt in dat het vat of de component lek slaat of de faling
zo erg is dat een omvangrijke (major) herstelling of zelfs een vervanging zich opdringt;
− Potentieel gevaarlijk falen (potentially dangerous): is een defect dat een remediërende actie vergt
en waarbij het verder in dienst (onder druk) houden zou kunnen resulteren in een gevaarlijke
uitbreiding van het defect.
De voor het onderzoek geselecteerde installatietypes waren:
− Gelaste of gesmede, niet vuurverhitte drukvaten, boileromhulsels en vaten/tanks (drums) die niet
blootgesteld werden aan omhullende/inslaande brand. De wanddikte was groter dan 9,5 mm (3/8”)
met een werkdruk van meer dan 725 kPa. De vaten werden gebouwd volgens de vereisten van een
erkende ontwerpcode;
− Leeftijdsbereik kleiner dan 40 jaar;
− Installatie waarvan niet herstelde defecten onder controle bleven gedurende de werking;
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-11
− Leidingstel gebouwd volgens vergelijkbare drukvatstandaarden. Dit was echter niet representatief
voor het geheel aan leidingstellen van de betrokken installatie.
De faalverdeling volgens oorzaak was als volgt:
Scheurpropagatie 216 94%
Bestaande defecten vóór oplevering 5 2%
Corrosie 1 <2%
Slechte werking – menselijke fout enz. 3 <2%
Kruip 3 <2%
Niet geverifieerd 1 <2%
Totaal 229 100 %
De meest voorkomende faaloorzaak is het optreden van scheurvorming (94%) in de installatie. De
onderliggende oorzaken van deze scheurvorming waren:
Materiaalmoeheid 52 24%
Corrosie 30 14%
Defecten vóór indienststelling 63 29%
Niet geverifieerd 61 28%
Diverse (kruip, slechte werking enz.) 10 5%
Totaal 216 100%
De verdeling van de primaire faaloorzaken van barsten was niet gebaseerd op een gedetailleerd
metallurgisch onderzoek maar wel op de visuele inspectiebeoordeling van controleurs. Verder kwam uit dit
onderzoek o.a. eveneens naar voor dat in de beginjaren van de installatie de meest betekenisvolle falingen
optraden: 64% falingen kwamen voor bij componenten met een leeftijd minder dan 10 jaar. Tabel 6-6 toont
de faalfrequenties die uit dit onderzoek afgeleid werden.
Tabel 6-6: Originele faaldata voor alle type vaten (UK alleen)
Gebeurtenissen Aantal* Faalfrequenties per vatjaar
en 99% betrouwbaarheidsintervallen
Aantal potentiële falingen 159 4,1 10-4 - 5,1 10-4 - 6,3 10-4
Aantal falingen met lekkage 57 1,3 10-4 - 1,8 10-4 - 2,6 10-4
Aantal catastrofale falingen 13** 1,9 10-5 - 4,2 10-5 - 8,2 10-5
Totaal aantal 229 6,2 10-4 - 7,4 10-4 - 8,7 10-4 * Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op 310.000 tankjaren.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-12
** 2 van de 13 incidenten hadden betrekking op ernstige schade van de tankstructuur met omvangrijke
uitstroming tot gevolg. De overige 11 incidenten werden veroorzaakt door ernstige schade aan
leidingaansluitingen en appendages.
6.7.1.2 Faalfrequenties
In Tabel 6-7 (LIN, 2004; DNV, 1999) worden de aanbevolen faaldata gegeven voor lekken kleiner dan 25 mm
tot en met lekken van 150 mm. De catastrofale falingen in de laatste kolom omvatten alle lekken groter dan
150 mm inclusief instantane vrijzettingen. Deze faaldata zijn gebaseerd op de door Technica (Project F424;
intern document DNV) gewijzigde dataset van (Smith & Warwick, 1981) waarbij alleen rekening gehouden
werd met de volgende faalgegevens:
− De falingen die beschreven werden als catastrofale falingen of lekken;
− De falingen die plaatsgrepen in het drukvat zelf, met inbegrip van het mangat, aansluitingen voor
instrumentatie en leidingaansluitingen tot aan de eerste flens; de lekken van andere leidingen
werden niet weerhouden;
− De lekken werden geklasseerd volgens een equivalente gatdiameter die door (Smith & Warwick,
1981) aangenomen werd.
Tabel 6-7: Faalfrequentie bij drukvaten volgens lekgrootte
Lekgrootte [mm] < 25 25 - 50 50 - 150 Catastrofaal
Aantal falingen 25 16 3 2
Faalfrequentie per vatjaar* 8,1 10-5 5,2 10-5 9,7 10-6 6,5 10-6
99 % betrouwbaarheidsintervallen
Ondergrens
Bovengrens
4,6 10-5
1,3 10-4
2,5 10-5
9,5 10-5
1,4 10-6
3,6 10-5
4,8 10-7
3,0 10-5 *Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op 310.000 tankjaren.
Terwijl de originele dataset (Smith & Warwick, 1981) respectievelijk 12 catastrofale falingen en 76 lekken
omvat bestaat de DNV gescreende, ten gevolge van de eliminatie van leidinglekken, uit 2 catastrofale
breuken en 44 lekken op een totaal van 20.000 drukvaten geaccumuleerd over 310.000 vatjaren. De
allesomvattende lekfrequentie bedraagt 1,4 10-4 per vatjaar met een 99 % betrouwbaarheidsinterval van 9,5
10-5 tot 2,1 10-4 per vatjaar. Als generieke faalfrequentie voor catastrofaal falen van drukvaten wordt een
faalfrequentie van 6,5 10-6 per vatjaar aanbevolen.
6.7.1.3 Faalwijzen en –oorzaken
De belangrijkste wijzen van falen voor drukvaten (DNV, 1999) zijn:
− Externe lekken (met inbegrip van breuken) van de wand, lassen, flenzen of montagestukken;
− Verhittingsbreuken ten gevolge van omhullende of inslaande brand (met mogelijks BLEVE als
vervolggebeurtenis).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-13
De belangrijkste oorzaken van falen bij drukvaten zijn van mechanische aard (materiaal- en
constructiedefecten, overbelasting en metaalmoeheid) en corrosie. Bij procesvaten en reactoren is de
faaloorzaak dikwijls verbonden met de vloeistofinhoud. In 94% van de gevallen is het falen van drukvaten
het gevolg van scheuren die in het vat gevormd worden. Voor 71% ontstaan deze barsten in de lasnaden of
in een door verhitting aangetaste zone (Smith D. , 1985). Tabel 6-8 geeft een overzicht van de verdeling van
de faaloorzaken per faalwijze bij drukvaten (DNV, 1999).
Tabel 6-8: Faaloorzaak bij drukvaten volgens lekgrootte
Faaloorzaak Lekgrootte [mm]
Catastrofaal Totaal Aandeel* < 25 25 - 50 50 - 150
Ontwerpfout
Materiaal- en/of constructiedefect,
broosheid waarschijnlijk inbegrepen
Slijtage
Metaalmoeheid
Corrosie
Thermische moeheid
Kruip
Overbelasting
Onbekend
2
5
1
6
1
1
2
1
6
1
3
0
3
3
0
0
2
4
0
1
0
0
0
0
1
0
1
0
0
0
0
0
0
0
2
0
3
9
1
9
4
1
3
5
11
6,5%
19,5%
2%
19,5%
9%
2%
6,5%
11%
24%
Aantal falingen volgens lekgrootte 25 16 3 2 46 100%
Procentueel aandeel 54% 35% 6,5% 4% 100% *Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op 310.000 tankjaren.
Deze gegevens zijn gebaseerd op een door Technica (Project F424; intern document DNV) gewijzigde dataset
van (Smith & Warwick, 1981).
6.7.1.4 Invloedsfactoren op de lekfrequentie van specifieke tanks (DNV, 1999)
6.7.1.4.1 Effect van werkingsmidden
Vergelijking van procesvaten in de “onshore procesindustrie” (Arulanantham & Reeves, Some data on the
reliability of pressure equipment in the chemical plant environment, 1981) met deze van de “offshore
industrie” (DNV Technica, 1992; HSE, 1997) toont aan dat de lekfrequenties ongeveer dezelfde zijn. Daarom
wordt verondersteld dat gelijksoortige drukvaten in verschillende industrieën eveneens ongeveer dezelfde
lekfrequenties hebben.
6.7.1.4.2 Effect van vatmateriaal
Hier wordt verwezen naar generieke lekfrequenties van conventionele stalen vaten. Door verglazing zou de
lekfrequentie van vaten met zuren tweemaal groter zijn dan die van stalen vaten met dezelfde productinhoud
(Technica C1151, intern document DNV).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-14
6.7.1.4.3 Effect van vatinhoud
Het nadeel dat sommige vloeistoffen zoals b.v. ammoniak corrosiever zijn dan anderen zou gecompenseerd
moeten worden door extra inspecties van het vat.
De lekfrequentie bij vaten waarin toxische vloeistoffen opgeslagen zijn is 10 keer groter dan bij procesvaten
waarin andere producten opgeslagen zijn (Arulanantham & Reeves, Some data on the reliability of pressure
equipment in the chemical plant environment, 1981).
Ondervinding met reactoren en kolommen wijst uit dat de faalfrequentie groter is bij hoog reactieve
vloeistoffen.
6.7.1.4.4 Effect van ondergrondse tanks
Daar voor de meeste ondergrondse opslagtanks weinig of geen faaldata voorhanden zijn worden ze
hoofdzakelijk geschat uit gegevens over bovengrondse tanks. Hierbij wordt echter abstractie gemaakt van
impact en brandescalaties. De enige faalwijze van opslagtanks die van belang is voor de kwantitatieve
risicoanalyse is het ongewenst vrijkomen van gevaarlijke stoffen ten gevolge van tanklekken of –breuken
(DNV, 1999).
Oorzaken die aan de basis kunnen liggen van deze faalwijzen zijn:
− Ondergrondse lekkage door corrosie van de tankwanden;
− Overvulling waardoor een lek ontstaat aan het tankoppervlak;
− Impact, vb. door het vallen van een vliegtuig, onderhoudsactiviteiten of brokstukken van
aangrenzende ongevallen;
− Aardbevingen of aardverschuivingen;
− Beschadiging tijdens graafwerken;
− Constructiefout(en), materiaaldefect(en) of foutieve exploitatie.
Daar ondergrondse opslagtanks minder door impact beschadigd worden dan bovengrondse zullen bij
eerstgenoemde minder beschadigingen optreden dan bij de bovengrondse tanks. Nochtans kunnen schokken
beschadigingen aanbrengen aan de bovengronds liggende leidingen van de ondergrondse opslagtank. In het
algemeen hebben schokeffecten slechts een klein aandeel in het tot stand brengen van lekken en breuken
en dit zowel voor ondergrondse als bovengrondse tanks.
Alhoewel ondergrondse tanks moeilijker te inspecteren zijn gaat men er van uit dat, door de roestwerende
en kathodische bescherming, roest niet meer voorkomt dan bij bovengrondse.
Mechanisch falen ten gevolge van menselijke fouten heeft slechts een klein effect op de globale
faalfrequentie van ondergrondse opslagtanks.
Het elimineren van thermisch geïnduceerde BLEVE is de belangrijkste reden waarom opslagtanks
ondergronds geplaatst worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-15
6.7.1.4.5 Effect van passieve brandbescherming
Teneinde de moeilijkheden door “coating” te compenseren moeten tanks met passieve brandbescherming
nauwkeurig geïnspecteerd worden. In dit geval wordt het effect van brandbescherming slechts herleid tot
het reduceren van BLEVE. Het hoofddoel van deze inspecties is het voorkomen van corrosie.
6.7.1.4.6 Effect van tankdoorlichting (radiografie)
Radiografie (10% in UK en 100% in Hong Kong) zou de frequentie van catastrofale breuken bij LPG-vaten met
30% reduceren (Whittle, 1993).
6.7.1.4.7 Effect van uitgloeien (stress relief)
Hierdoor wordt de reductie van de catastrofale breukfrequenties op 25% geschat (Whittle, 1993). De
combinatie van drukontlading en 100% radiografie, zoals vereist voor ondergrondse tanks in Hong Kong zou
de breukfrequentie met 50% reduceren.
6.7.1.4.8 Effecten van andere bedrijfsspecifieke factoren
Standaarden i.v.m. veiligheidsbeheer, inspectie, ontwerpcodes, werkingsdruk en –temperatuur, lage
buitentemperaturen, leeftijd en procescontinuïteit hebben eveneens een invloed op de lek- of
breukfrequentie van drukvaten.
6.7.1.5 Opslagtanks
Bovenstaande geldt voor procesinstallaties. Hieruit worden hieronder de faalfrequenties voor de
opslagtanks afgeleid.
(Arulanantham & Lees, 1981) zoals geciteerd in (Mannan, 2005) geven een totale faalfrequentie voor
procesdrukvaten van 2,7 10-3/j en voor opslagdruktanks van 1,8 10-3/j (hetgeen overeenkomt met een factor
1,5), weliswaar op basis van een zeer beperkt aantal vrijzettingen.
(Taylor, 2010) geeft faalfrequenties voor verschillende types drukvaten (zie Tabel 6-9). Hieruit blijkt dat de
faalfrequentie van lekken tot 50 mm van procesdruktanks met uitzondering van reactoren ongeveer 2 keer
hoger is dan deze voor opslagdruktanks. Daar staat tegenover dat de faalfrequentie van lekken vanaf 50 mm
ongeveer 50 keer lager is, terwijl de faalfrequentie van breuk ongeveer 7 keer hoger is. Deze laatste blijkt
overigens sterk afhankelijk te zijn van het installatietype.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-16
Tabel 6-9: Faalfrequenties [/j] voor drukvaten
< 10 mm 10 – 50 mm > 50 mm Breuk
Process vessel 1,5 10-3 3,1 10-4 1,0 10-5 9,8 10-5
Gas/oil separator 1,5 10-3 3,7 10-4 2,7 10-5 3,3 10-4
Knock-out drum 1,5 10-3 3,4 10-4 1,4 10-5 1,5 10-6
Distillation column 2,5 10-3 3,0 10-4 1,0 10-5 2,0 10-4
Continuous reactor 2,8 10-3 5,8 10-4 9,8 10-4 2,7 10-3
Reformer 8,4 10-4 6,7 10-4 3,1 10-4 4,2 10-4
Storage vessel 8,2 10-4 1,4 10-4 6,2 10-4 1,4 10-5
(Taylor, 2006) geeft meer algemeen typische waarden voor de faalfrequenties van proces- en
opslagdrukvaten (zie Tabel 6-10). Hieruit blijkt dat de faalfrequentie voor procesdruktanks een factor 10
hoger is dan voor opslagdruktanks, behalve voor lekken < 25 mm.
Tabel 6-10: Faalfrequenties [/j] voor drukvaten
< 5 mm 5 – 25 mm > 25 mm > 100 mm Breuk
Procesdruktank 4 10-3 3 10-3 2 10-3 1 10-3 1 10-6
Opslagdruktank 2 10-3 8 10-4 3 10-4 1 10-4 1 10-7
De faalfrequentiereductie voor ingegraven of ingeterpte druktanks wordt afgeleid uit de resultaten van de
faaloorzakenonderzoeken van (HSE, 1992). Aangezien het ingraven of interpen van een druktank
voornamelijk als doel heeft het voorkomen van een thermisch geïnduceerde BLEVE, is het aangewezen de
faalfrequentiereductie te baseren op een onderzoek naar de oorzaken van een BLEVE. (Abassi & Abassi, 2007)
geven op basis van een analyse van 88 omvangrijke BLEVE incidenten (major BLEVE incidents) een verdeling
voor de faaloorzaken (zie Tabel 6-11).
Tabel 6-11: Faaloorzaken voor BLEVE
Faaloorzaak Aandeel
Brand 36%
Mechanische beschadiging 22%
Overvullen 20%
Wegloopreacties 12%
Oververhitting 6%
Verontreiniging in de dampfase 2%
Mechanisch falen 2%
Indien er aangenomen wordt dat ingegraven of ingeterpte opslagdruktanks afdoende beschermd zijn tegen
brand en deels tegen mechanische beschadiging (door externe impact), kan op basis van de
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-17
faaloorzakenanalyse een faalfrequentiereductie van ca. 50% bekomen worden voor het catastrofaal falen
van deze tanks indien alle faaloorzaken als relevant worden beschouwd (Protec Engineering, 2015a).
6.7.1.6 Manipuleren tankcontainers
Ook voor het manipuleren van tankcontainers worden faalfrequenties afgeleid. (RIVM, 2011) geeft een
frequentie van 1,0 10-6 per overslag voor een klein lek en 1,0 10-7 voor een groot lek. De faalfrequentie is
gebaseerd op zes verticale handelingen. Per verticale handeling geeft dit 1,7 10-7 voor een klein lek en 1,7 10-
8 voor een groot lek.
Voor een tankcontainer met gas (aangenomen wordt dat hiermee een druktank wordt bedoeld) wordt een
lek gedefinieerd als een continue uitstroming uit een gat met een diameter van 10 mm (klein lek) en 50 mm
(groot lek).
Indien wordt uitgegaan van cijfers per verplaatsing i.p.v. per verticale handeling, waarbij één verplaatsing
wordt gelijkgesteld aan twee verticale handelingen, worden de faalfrequenties verdubbeld.
6.7.2 Gasflessen
Het gebruik van flessen voor het verhandelen van vloeibare gassen dateert van de jaren 1870-1880. (Cavrois,
1985) geeft een historisch overzicht van het in gebruik nemen van flessen en de evolutie tot op heden. Er
zijn diverse ontwerpcodes (DOT 3AA (VS), BS 5045 (UK), ISO 4705, …), maar vanuit risicotechnisch standpunt
kan men stellen dat het grootste aantal oorzaken van het falen voor nagenoeg alle flessen vergelijkbaar is.
De flessen zijn altijd gebouwd uit koolstofstaal (eventueel gelegeerd met nikkel, chroom, molybdeen en/of
mangaan) of aluminium en zijn (las)naadloos. De technologische evolutie is van die aard dat er inzake
materiaalkarakteristieken, grote verschillen zijn tussen de flessen gebouwd vóór 1930, tussen 1930 en 1950
en ná 1950.
In de schoot van het Industrial Gases Commitee worden sedert 1977 alle gerapporteerde ongevallen
verzameld. (Marchal , 1985) bespreekt de resultaten van een grondige analyse die draagt op ongeveer
10.000.000 flessen voor de periode van 1977-1984. In deze periode werden 74 ongevallen gemeld waarbij
een fles begaf. In 13 gevallen lag de oorzaak bij de fles zelf, in de andere gevallen was er een externe invloed.
(Marchal , 1985) deelde de 74 ongevallen in naar volgende oorzaken:
− Oorzaken eigen aan de fles:
o Fabricagefout (3);
o Materiaalfout (10).
− Externe oorzaken
o Mechanische belasting (6);
o Corrosie (6);
o Overvulling (2);
o Verkeerde opstelling (1);
o Afkoppelen van een niet lege fles (4);
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-18
o Niet compatibel materiaal bij aansluiting (6);
o Vallen (van een camion) (6);
o Andere, voornamelijk menselijke fout (30).
Tabel 6-12 herneemt de verschillende oorzaken en geeft aan welke de kans op voorkomen is per oorzaak en
de oorzaken die geacht worden aanleiding te kunnen geven tot explosie van de fles (E) of lek (L) aan de fles.
Tabel 6-12: Oorzaken van het falen van een fles
Oorzaak Lek (L) of explosie (E) Kans op voorkomen [/fles.jaar]
Fabricage fout (3) E en L 4,8 10-9 – 4,3 10-8 – 1,6 10-7
Materiaalfout (10) E en L 5,3 10-8 – 1,4 10-7 – 3,1 10-7
Mechanische belasting (6) E en L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7
Corrosie (6) E en L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7
Overvulling (2) E en L 1,5 10-9 – 2,9 10-8 – 1,6 10-7
Verkeerde opstelling (1) E en L 7,1 10-11 – 1,4 10-8 – 1,1 10-7
Afkoppelen van een fles (4) L 9,6 10-9 – 5,7 10-8 – 1,8 10-7
Materiaal bij aansluiting (6) L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7
Val (6) L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7
Andere (30) E en L 2,5 10-7 – 4,3 10-7 – 6,7 10-7
Totaal (74) E en L 7,4 10-7 – 1,1 10-6 – 1,4 10-6
Uitgaande van de aannames die zijn gesteld in de tweede kolom van Tabel 6-12 resulteert dit in volgende
faaldata:
− Lek aan een fles: 7,4 10-7 – 1,1 10-6 – 1,4 10-6 per fles.jaar
− Explosie van een fles: 6,1 10-7 – 9,0 10-7 – 1,2 10-6 per fles.jaar
Deze faalfrequenties mogen echter niet samengeteld worden, vermits de meeste oorzaken dan tweemaal
meegenomen worden.
6.7.3 Drukvaten en cilinders
Voor drukvaten en cilinders (150 tot 3.000 l) wordt voor breuk uitgegaan van dezelfde faalfrequentie als voor
gasflessen. Voor de drukvaten en de cilinders wordt echter de faalwijze lek toegevoegd. Arbitrair wordt
gezegd dat de faalfrequentie voor lek 10 keer hoger ligt dan die voor breuk.
6.7.4 Besluit – Generieke faalfrequenties
6.7.4.1 Procesinstallaties
Als basis voor de berekening van de faalfrequentie werd de data van (Smith & Warwick, 1981) behouden.
Deze populatie werd beschouwd als een populatie van procesdrukvaten. De totale faalfrequentie voor het
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-19
catastrofaal falen van een procesdrukvat werd berekend op 6,5 10-6/jaar. De totale faalfrequentie voor de
lekken werd bepaald op 1,4 10-4/jaar.
De verdeling van de lekfrequentie over de verschillende lekdiameters en de verdeling van de frequentie van
catastrofaal falen over breuk en 10 minuten uitstroom is gebeurd volgens de werkwijze uit §6.6.
6.7.4.2 Opslagtanks
Voor opslagtanks (Protec Engineering, 2015a) worden de faalfrequenties van kleine en middelgrote lekken
gelijk gesteld aan deze van de procesinstallaties gereduceerd met een factor 2. Voor groot lek en catastrofaal
falen wordt een factor 10 gehanteerd.
De faalfrequentie voor catastrofaal falen van een ingegraven of ingeterpte opslagdruktank wordt
gereduceerd tot 50% van deze van een bovengrondse opslagdruktanks.
6.7.4.3 Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers
Voor tankwagens, spoorwagons en tankcontainers worden de faalfrequenties gelijk genomen aan deze voor
de bovengrondse opslagtanks.
Voor het manipuleren van tankcontainers wordt gesteund op de info uit (RIVM, 2011), waarbij wordt
uitgegaan van faalfrequenties per verplaatsing i.p.v. per verticale handeling.
6.7.4.4 Flessen, drukvaten en cilinders
Voor de gasflessen (tot 150 l) wordt uitgegaan van de data van (Marchal , 1985), waarbij gesteld wordt dat
de faalfrequentie voor een gasfles 1,1 10-6 per fles.jaar bedraagt. Hierbij wordt uitgegaan van het volledig
vrijkomen van de inhoud.
Voor de drukvaten (150 tot 1.000 l) en cilinders (150 tot 3.000 l) wordt dezelfde faalfrequentie voor breuk
gehanteerd. Voor lek wordt de faalfrequentie arbitrair een factor 10 hoger gesteld.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-1
MODULE 7. WARMTEWISSELAARS
Deze module behandelt de warmtewisselaars. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven, de
bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering.
7.1 SYMBOLEN
P [bar] Werkdruk
7.2 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op pijp- en plaatwarmtewisselaars.
7.3 SCENARIO’S
Voor de scenariobepaling van de warmtewisselaars wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel
7-1 en Tabel 7-2. Daarnaast moet voor de pijpwarmtewisselaars ook de faalwijze “inwendige pijpbreuk”
onderzocht worden. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.
7.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
Hieronder worden de faalwijzen en faalfrequenties voor respectievelijk de pijpwarmtewisselaars en de
plaatwarmtewisselaars gegeven. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§7.8).
7.4.1 Pijpwarmtewisselaars
7.4.1.1 Mantel
Tabel 7-1 toont de generieke faalfrequenties voor de mantel van pijpwarmtewisselaars.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-2
Tabel 7-1 : Faalwijzen en faalfrequenties [/warmtewisselaar.jaar] voor de mantel van pijpwarmtewisselaars
Faalwijze mantel Faalfrequentie
[/warmtewisselaar.jaar]
Klein lek
0 < d ≤ 25 mm
deq = 10 mm
6,0 10-3
Middelgroot lek
25 < d ≤ 50 mm
deq = 35 mm
3,9 10-3
Groot lek
50 < d ≤ Dmax
deq = Dmax
1,6 10-5
Breuk 1,3 10-5
Bij de pijpwarmtewisselaars zijn er drie verschillende faalwijzen voor de lekken, met name “klein lek”,
“middelgroot lek” en “groot lek”. De maximale lekdiameter van de pijpwarmtewisselaar wordt gelijkgesteld
aan de maximale aansluitdiameter en bepaalt welke lekken moeten meegenomen worden in de
risicoberekening en met welke equivalente lekdiameter.
Indien de maximale lekdiameter kleiner is dan of gelijk aan 25 mm, wordt enkel de faalwijze “klein lek”
beschouwd met een faalfrequentie gelijk aan de som van de faalfrequenties voor de faalwijzen “klein lek”,
“middelgroot lek” en “groot lek”. De equivalente lekdiameter wordt gelijkgesteld aan de maximale
lekdiameter, met een minimum van 10 mm.
Indien de maximale lekdiameter in het interval van het middelgroot lek (25 – 50 mm) gelegen is, dient de
faalwijze “groot lek” niet beschouwd te worden, maar wordt de faalfrequentie van de faalwijze “groot lek”
opgeteld bij deze van de faalwijze “middelgroot lek”. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze
“middelgroot lek” wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter. De faalwijze “klein lek” wordt apart
beschouwd met zijn eigen faalfrequentie en een equivalente lekdiameter van 10 mm.
Indien de maximale lekdiameter groter is dan 50 mm, worden de faalwijzen “klein lek”, “middelgroot lek” en
“groot lek” alle apart beschouwd, elk met zijn eigen faalfrequentie. De equivalente lekdiameter voor de
faalwijze “klein lek” wordt gelijkgesteld aan 10 mm, voor “middelgroot lek” aan 35 mm en voor “groot lek”
aan de maximale lekdiameter.
7.4.1.2 Pijpbreuk
Naast bovenstaande faalwijzen voor de mantel dient ook de faalwijze “inwendige pijpbreuk” onderzocht te
worden. Een inwendige pijpbreuk zal aanleiding geven tot een mantellek indien de werkdruk in de pijpen
hoger is dan de hydrostatische proefdruk van de mantel en er geen adequate drukontlasting (die
gedimensioneerd is voor een pijpbreuk) is voorzien op de mantel. In voorkomend geval dient het falen van
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-3
de mantel ten gevolge van een pijpbreuk als afzonderlijke faalwijze in rekening gebracht te worden. In dit
geval wordt uitgegaan van een faalfrequentie van 9,64 10-5/m.jaar voor het falen van de pijpen. Om de
faalfrequentie voor pijpbreuk te bekomen wordt deze frequentie vermenigvuldigd met de totale pijplengte
in de warmtewisselaar, met name de gemiddelde lengte van een pijp vermenigvuldigd met het aantal pijpen,
en met het aandeel van breuken in het totaal van de falingen van de pijpen, zijnde 5%. In formulevorm wordt
dit
4,82 ∙ 10−6 ∙ 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒 𝑝𝑖𝑗𝑝𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡𝑒[/𝑗𝑎𝑎𝑟]
Als de totale pijplengte niet gekend is in het ontwerpstadium, dan kan gebruik gemaakt worden van een
typische pijplengte van 4,88 m en een gemiddeld aantal pijpen van 300.
7.4.2 Plaatwarmtewisselaars
Tabel 7-2 toont de generieke faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars afhankelijk van de werkdruk P.
Tabel 7-2: Faalwijzen en faalfrequenties [/warmtewisselaar.jaar] voor plaatwarmtewisselaars
Faalwijze
Faalfrequentie
[/warmtewisselaar.jaar]
P < 5 bar 5 bar P < 8 bar 8 bar P
Klein lek
0 < d ≤ 25 mm
deq = 10 mm
4,6 10-3 7,0 10-3 1,8 10-2
Middelgroot lek
25 < d ≤ Dmax
deq = Dmax
2,0 10-3 3,0 10-3 7,2 10-3
Breuk 5,5 10-6 8,3 10-6 2,0 10-5
Bij de plaatwarmtewisselaars zijn er twee verschillende faalwijzen voor de lekken, met name “klein lek” en
“middelgroot lek”. De maximale lekdiameter van de plaatwarmtewisselaar wordt gelijkgesteld aan de
maximale aansluitdiameter en bepaalt welke lekken moeten meegenomen worden in de risicoberekening en
met welke equivalente lekdiameter.
Indien de maximale lekdiameter kleiner is dan of gelijk aan 25 mm, wordt enkel de faalwijze “klein lek”
beschouwd met een faalfrequentie gelijk aan de som van de faalfrequenties voor de faalwijzen “klein lek” en
“middelgroot lek”. De equivalente lekdiameter wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter, met een
minimum van 10 mm.
Indien de maximale lekdiameter groter is dan 25 mm, worden de faalwijzen “klein lek” en “middelgroot lek”
apart beschouwd, elk met zijn eigen faalfrequentie. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze “klein lek”
wordt gelijkgesteld aan 10 mm en voor “middelgroot lek” aan de maximale lekdiameter.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-4
7.5 MODELLERING
De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en
effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven.
7.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Verduidelijking werkwijze in bijlage
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-5
7.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
7.8.1 Pijpwarmtewisselaars
Een extern lek van een pijpwarmtewisselaar kan veroorzaakt worden door:
− Een lek door de mantel naar de omgeving;
− Een pijpbreuk die overdruk geeft op de mantel, die begint te lekken.
7.8.1.1 Uitstroming via de mantel
De mantelzijde van een pijpenwarmtewisselaar is in essentie een druktank. Er is onvoldoende gedetailleerde
data beschikbaar voor een nauwkeurige opdeling.
(DNV Technica, 1992) bevat een grote hoeveelheid aan faalgegevens voor warmtewisselaars. In het totaal
heeft de data betrekking op 531 pijpwarmtewisselaars voor een ervaringsperiode van 1194
pijpwarmtewisselaarsjaren. Over deze periode werden 61 externe falingen waargenomen. De gemiddelde
kans van voorkomen van een mantel lek aan een pijpwarmtewisselaar bedraagt dan 5,1 10-2/jaar.
(Arulanantham & Reeves, 1981) geven algemene faaldata over 4 chemische fabrieken, met een totaal van
5950 warmtewisselaarjaren ervaring. De totale faalfrequentie bedraagt 1,7 10-3/jaar.
De gegevens van (DNV Technica, 1992) zijn verzameld vanaf 1978. (Arulanantham & Reeves, 1981) dateert
van 1981. Het is met andere woorden weinig waarschijnlijk dat er een overlapping is tussen beide
onderzochte populaties.
Het totale aantal externe lekken voor beide referenties samen bedraagt 71 voor een totaal van 7144
warmtewisselaarjaren. De meeste lekken aan warmtewisselaars zijn relatief kleine lekken aan dichtingen.
Voor het bepalen van de kans van voorkomen van lekken aan de mantel is aangenomen dat de data enkel de
relatief kleinere lekken betreft (< 50 mm).
Voor lekken in de categorie 50 – 150 mm en in de categorie instantaan falen zijn de faalfrequenties gebaseerd
op expert judgement. Bij het ontbreken van statistische gegevens kan men zich beroepen op de Delphi
methode. Deze methode kan men omschrijven als een gestructureerd groepscommunicatieproces. De
faalfrequenties voor warmtewisselaars werden geschat op basis van de gekende faalfrequenties voor
drukhouders.
Rekening houdend met in de literatuur voorspelde invloedsfactoren wordt verwacht dat indien men 310.000
warmtewisselaarsjaren onderzoek zou doen dat in de categorie 50 – 150 mm het aantal falingen 5 bedraagt
en voor instantaan falen worden 4 falingen verwacht.
Tabel 7-3 bevat de resultaten.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-6
Tabel 7-3: Faalfrequentie volgens lekgrootte voor pijpwarmtewisselaars (mantel)
Lekgrootte categorie
(mm)
Equivalente lekgrootte
(mm)
Faalfrequentie band
(/warmtewisselaar.jaar)
0-25 10 3,8 10-3 – 6,0 10-3 – 8,6 10-3
25-50 35 2,3 10-3 – 3,9 10-3 – 6,3 10-3
50-150 100 4,1 10-6- -1,6 10-5 – 4,6 10-5
Catastrofaal Breuk 2,7 10-6 – 1,3 10-5 – 4,1 10-5
Alle 7,2 10-3 – 9,9 10-3 – 1,3 10-2
Om rekening te kunnen houden met de grootte van de pijpwarmtewisselaar en de maximale
aansluitdiameter is in overleg met de erkende VR-deskundigen (LNE, 2016b) besloten om hiervoor te werken
op een analoge manier als voor drukhouders.
Doordat hier geen 10 min uitstroomscenario is, is de maximale lekdiameter gelijkgesteld aan de maximale
aansluitdiameter. Daarnaast heeft het klein lek een interval tot boven de 10 mm die gebruikt wordt voor de
equivalente lekdiameter. Dus, als enkel het klein lek door te rekenen is, dan is voor de equivalente
lekdiameter de maximale lekdiameter behouden i.p.v. de vaste waarde van 10 mm bij atmosferische en
drukhouders, waar de 10 mm de bovengrens van het interval is.
7.8.1.2 Pijplekken en pijpbreuken
Bij kleine lekken zal de drukopbouw traag verlopen en zal de druk in vele gevallen tijdig geëvacueerd kunnen
worden.
Een inwendige pijpbreuk zal aanleiding geven tot een mantellek indien de werkdruk in de pijpen hoger is dan
de hydrostatische proefdruk van de mantel en er geen adequate drukontlasting (die gedimensioneerd is voor
een pijpbreuk) is voorzien op de mantel. Afhankelijk van de specifieke situatie dient nagegaan welke de
vervolgkans is op het falen van de mantel ten gevolge van een pijpbreuk en dient dit scenario afzonderlijk in
rekening gebracht te worden.
(EPRI, 1981) geeft de volgende faalfrequenties voor pijpbreuk:
− Gesloten circuit warmtewisselaar: 2,5 10-3/jaar;
− Condensor: 5,0 10-3/jaar.
Men kan deze frequentie ook schatten op basis van de leidinglengte van de interne pijpen.
Een intern rapport van DNV (geklasseerd onder DNV Technica code LO56) geeft een faalfrequentie voor
kleine pijplekken van 7,87 10-5/m.jaar en voor grote pijplekken van 1,77 10-5/m.jaar. Op basis van deze
gegevens wordt de totale faalfrequentie van een pijplek geschat op 9,64 10-5/m.jaar. Uit de lekdistributie
van leidingen (zie verder) blijkt dat ongeveer 5% van de falingen neerkomen op pijpbreuken. Met deze
gegevens kan de frequentie van een pijpbreuk berekend worden als:
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-7
𝐹𝑎𝑎𝑙𝑓𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑖𝑒 𝑝𝑖𝑗𝑝𝑏𝑟𝑒𝑢𝑘 = 9,64 ∙ 10−5𝑝𝑖𝑗𝑝𝑙𝑒𝑘
𝑚 ∙ 𝑗𝑎𝑎𝑟∙ 0,05
𝑝𝑖𝑗𝑝𝑏𝑟𝑒𝑢𝑘
𝑝𝑖𝑗𝑝𝑙𝑒𝑘= 4,82 ∙ 10−6
𝑝𝑖𝑗𝑝𝑏𝑟𝑒𝑢𝑘
𝑚 ∙ 𝑗𝑎𝑎𝑟
(Perry, 1985) stelt als typische pijplengte 4,88 m voorop en (DNV Technica, 1992) schat het gemiddeld aantal
pijpen op 300. Op deze manier wordt de faalfrequentie voor pijpbreuk bijgevolg geschat op 7,1 10-3 per
warmtewisselaar.jaar.
7.8.2 Plaatwarmtewisselaars
7.8.2.1 Faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars
Plaatwarmtewisselaars zijn in gebruik in de industrie sedert halfweg de jaren zestig. (Svensson, 1988) geeft
een overzicht van 2300 jaar ervaring met 474 plaatwarmtewisselaars, rekening houdend met
plaatconfiguratie, plaatmateriaal, werkingstemperatuur en –druk.
De gerapporteerde jaarlijkse faalfrequentie varieert van 3,5 10-3 tot 2,5 10-2, afhankelijk van het aantal
verlopen kalenderdagen sinds de ingebruikname. Voor inox plaatwarmtewisslaars bedroeg de faalfrequentie
1,66 10-2 per item.jaar, verdeeld over de volgende faalwijzen:
− Extern lek: 1,0 10-2 (60%)
− Intern lek: 5,8 10-3 (35%)
− Verstopping: 8,3 10-4 (5%)
Het artikel toont ook aan dat bepaalde werkcondities een belangrijke invloed hebben op de faalfrequentie.
Tabel 7-4 toont de invloed van de temperatuur op de frequentie voor een extern lek. Tabel 7-5 toont de
invloed van de werkdruk op de faalfrequenties voor een extern lek.
Tabel 7-4: Invloed van temperatuur op de faalfrequenties voor een extern lek
Temperatuursrange
[°C]
Faalfrequentie voor extern lek
[per jaar]
10 - 30 5,3 10-4
30 - 70 3,2 10-3
70 - 110 2,1 10-2
> 110 0,22
Alle 1,0 10-2
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-8
Tabel 7-5: Invloed van de werkdruk op de faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars
Werkdruk
[bar]
Faalfrequentie voor extern lek
[per jaar]
< 5 6,6 10-3
5 - 8 1,0 10-2
> 8 2,4 10-2
Alle 1,0 10-2
De invloed van de temperatuur is blijkbaar meer uitgesproken dan de invloed van de druk. In werkelijkheid
gaan druk en temperatuur meestal samen. Een indeling naar een hogere werkdruk houdt in vele gevallen
een verhoging in werktemperatuur in.
De vermelde faaldata bevatten geen gegevens over de verdeling in functie van de lekdiameter. Een
veronderstelde representatieve lekverdeling wordt gegeven in Tabel 7-6.
Tabel 7-6: Faalfrequentieverdeling voor plaatwarmtewisselaars
Lekdiameter
[mm]
Equivalente lekdiameter
[mm]
Kansverdeling
[%]
0 - 25 10 0,7
25 – 50 35 0,3
> 50 breuk 8,3 10-4
De lekverdeling uit Tabel 7-6 is gebaseerd op volgende aannames:
− De tussenkomst van de operator dient als basis voor het inschatten van de “aanneembare
lekgrootte”. Indien directe tussenkomst noodzakelijk was, wordt verondersteld dat de lekdiameter
in de categorie van 25 mm behoort. Voor krachtcentrales met nucleaire en fossiele brandstof was,
rekening houdend met de beschouwde werkingsuren, gemiddeld in 30% van de gevallen direct
ingrijpen van de operator vereist.
− Er zijn geen catastrofale breuken van plaatwarmtewisselaars gerapporteerd. De faalfrequentie voor
verstopping en een voorwaardelijke faalkans van 0,01 voor de drukontlasting, geeft een faalcijfer
voor breuk van 8,3 10-6/jaar, wat in de buurt ligt van het cijfer voor drukvaten.
− De rest van de externe lekken worden verondersteld thuis te horen in de categorie met gemiddelde
lekdiameter van 5 mm, met een lekfrequentie van 7,0 10-3/jaar.
Ook voor plaatwarmtewisselaars wordt een analoge werkwijze als voor drukhouders toegepast om rekening
te kunnen houden met de grootte van de warmtewisselaar en de maximale aansluitdiameter (LNE, 2016b).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-9
7.8.2.2 Oorzaken van falingen
De meest voorkomende faalwijze van een plaatwarmtewisselaar is een extern lek veroorzaakt door faling
van de pakking, bijvoorbeeld door verkeerd materiaalgebruik, onvoldoende hechting van de pakking aan de
plaat, overmatige interne druk, mechanische beschadiging, veroudering van de pakking of
hechtingsmateriaal,… Ook slechte verbindingen met de leidingen kunnen een externe lekkage veroorzaken.
Interne lekkage, gewoonlijk te wijten aan perforatie van een plaat door corrosie, kan zich verder ontwikkelen
tot een extern lek indien de pakking het begeeft.
Verstoppingen in de verbindingen met de leidingen of aan de plaatdoorgangen kan overdruk veroorzaken en
leiden tot een lek of breuk indien geen detectie en controle plaatsgrijpt.
7.8.3 Besluit – Generieke faalfrequenties
Voor uitstroming via de mantel van pijpwarmtewisselaars worden faalfrequenties gehanteerd op basis van
een combinatie van statistische data en expert judgement. Indien de werkdruk in de pijpen hoger is dan de
hydrostatische proefdruk in de mantel en er geen adequate drukontlasting voorzien is, dient ook rekening
gehouden te worden met falen van de mantel ten gevolge van pijpbreuk, waarvoor tevens faalfrequenties
worden voorgesteld.
De faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars houden rekening met de werkingsdruk van de
warmtewisselaar en zijn een combinatie van Tabel 7-5 en Tabel 7-6.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-1
MODULE 8. POMPEN EN COMPRESSOREN
Deze module behandelt de pompen en compressoren. Hierin worden de mee te nemen scenario’s
beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de
modellering.
8.1 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op pompen en compressoren. Voor pompen wordt onderscheid gemaakt
tussen centrifugaal-, magneetgekoppelde en zuigerpompen. Bij de centrifugaalpompen worden deze met
en zonder pakking beschouwd.
8.2 SCENARIO’S
Voor de scenariobepaling van de pompen en compressoren wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit
Tabel 8-1. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.
8.3 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
De generieke faalfrequenties voor pompen en compressoren worden in Tabel 8-1 getoond. De
achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§8.6).
Tabel 8-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor pompen en compressoren
Faalwijze
Faalfrequentie
[/pompjaar] of [/compressorjaar]
Centrifugaalpompen Magneetgekoppelde
pompen
Zuigerpompen
Compressoren Met pakking Zonder pakking
Lek
deq = 0,1 x diameter
persleiding
4,4 10-3 1,0 10-4 1,0 10-4 4,4 10-3
Breuk - - - 1,0 10-4
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-2
8.4 MODELLERING
Het breukscenario van een pomp of compressor wordt gemodelleerd als een leidingbreuk van de persleiding
van de pomp of compressor. Het lekscenario wordt gemodelleerd als een lek in de persleiding van de pomp
of compressor (Protec Engineering, 2015a).
Voor de verdere modellering wordt daarom verwezen naar het modelleren van leidingen in Module 9.
8.5 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Tekstuele verduidelijking
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-3
8.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
8.6.1 Pompen
De grote hoeveelheid pompen kan men onderbrengen in één van de types van Tabel 8-2 (Lauriks & Vandorpe,
1983).
Tabel 8-2: Overzicht van de soorten pompen
Categorie Beweging Type
Volumetrische
pompen
Heen en weer gaande
beweging
Enkelwerkende zuigerpomp
Dubbelwerkende zuigerpomp
Enkelwerkende plunjerpomp
Dubbelwerkende plunjerpomp
Membraanpomp
Roterende beweging
rondom een as
Radiale plunjerpomp
Schottenpomp
Vloeistofringpomp
Monopomp
Vijzelpomp
Axiale plunjerpomp
Roterende beweging
om meerdere assen
Tandwielpomp
Wormpomp
Stromingspompen Roterende beweging
Centrifugaalpomp (radiaal)
Schoepenpomp (halfaxiaal)
Propellerpomp (axiaal)
(Lees, Loss Prevention in the Process Industries, 1980) geeft als voornaamste faalwijzen voor procespompen:
− Faling van een oliekeerring;
− Faling van een pakking;
− Operationele schade (cavitatie, drooglopen,…).
Een onderzoek van Electricité de France (Dorey, 1979) geeft volgende statistiek voor 465 falingen op een
populatie van 536 pompen en 4,5 miljoen uren:
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-4
Oorzaak faling %
Pakkingen 36
Oliekeerkringen 21
Andere lekken 16
Motor 11
Smering 8
Diverse 9
De meest uitgebreide databank over pompen is NRDPS (1981) die 3252 pompjaren operationele ervaring
beslaat. Tabel 8-3 vat de gegevens samen.
Tabel 8-3: Verdeling van falingen van pompen in de nucleaire industrie
Pomptype Faalwijze
Totaal Operationele tijd
(jaar) Lek Barst Scheur Deuk Breuk Ander
Axiaal 1 2 3 66
Centrifugaal 158 18 3 2 10 143 334 2139
Diafragma 2 6 8 35
Tandrad 1 1 70
Zuiger 259 11 1 1 26 40 338 196
Radiaal 2 2 14
Lobben 7 1 20 28 138
Schroef 8 8 28
Straal 4 4 492
Andere 4 4 74
Totaal 428 29 4 3 37 229 730 3252
De meeste pompfalingen (63%) deden zich voor tijdens operatie; hierna wordt enkel deze fractie in rekening
gebracht.
Omdat meervoudige pakkingen maar algemeen in gebruik geraakt zijn vanaf 1980, wordt verondersteld dat
de NPDRS-populatie uitsluitend enkelvoudige pakkingen had.
Over de verdeling van de lekgroottes zijn geen verdere gegevens bekend en daarom wordt uitgegaan van
volgende hypothesen:
− De faalwijzen “lek” en “barst” geven aanleiding tot een lek waarvan de gemiddelde equivalente
lekdiameter kleiner is dan 10 mm;
− De faalwijzen “scheur”, “deuk” en “breuk” geven aanleiding tot een equivalente lekdiameter in de
range van 10 tot 50 mm;
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-5
− Het catastrofaal openbreken van een pomp is niet waargenomen in de bovenvermelde studie. (Lees,
Loss Prevention in the Process Industries, 1980) geeft een waarde van 10-4 per pompjaar voor een
catastrofale breuk.
In principe vallen alle relevante lekfaalwijzen onder 2 categorieën, namelijk problemen met de pakking of
het pomphuis.
Met behulp van Tabel 8-3 en de hoger gestelde aannamen kan men de kans op voorkomen bepalen voor
lekken aan pompen. De meest gebruikte pompen in de procesindustrie zijn waarschijnlijk
centrifugaalpompen. Daarom is de oefening uitgevoerd voor centrifugaalpompen (enkelvoudige pakking) in
Tabel 8-4.
Tabel 8-4: Faalfrequenties voor centrifugaalpompen met enkelvoudige pakking
Lekgrootte [mm] Equivalente lekdiameter [mm] Faalfrequentieband [/pomp.jaar]
0 – 10 5 3,9 10-2 – 5,2 10-2 – 6,5 10-2
10 – 50 25 1,5 10-3 – 4,4 10-3 – 9,4 10-3
Breuk Grootste leiding 1,0 10-5 – 1,0 10-4 – 2,0 10-4
Voor centrifugaalpompen met een dubbele pakking zal de kans op een extern lek lager zijn. Schatting van
een lekfrequentie voor dubbele pakking dient te gebeuren op basis van de frequentie van een 5 mm lek,
omdat grotere lekken verwijzen naar schade aan het pomphuis.
Veronderstel eenzelfde lekfrequentie voor de binnen- en de buitenpakking en beschouw een barst als een
“common mode failure”, dan wordt de faalfrequentie voor centrifugaalpompen met dubbele pakking:
(158
2139∙ 0,63)
2
+18
2139= 7,5 ∙ 10−3𝑝𝑒𝑟 𝑝𝑜𝑚𝑝𝑗𝑎𝑎𝑟
Voor de frequentie op een lek in de categorie 10 – 50 mm wordt aangenomen dat de oorzaken van die aard
zijn dat de faalkans voor een pomp met dubbele pakking niet verschilt van een pomp met enkelvoudige
pakking. Een dubbele pakking is met andere woorden enkel doeltreffend voor kleinere lekken. Tabel 8-5
geeft de faaldata voor centrifugaalpompen met dubbele pakking.
Tabel 8-5: Faalfrequenties voor centrifugaalpompen met dubbele pakking
Lekgrootte [mm] Equivalente lekdiameter [mm] Faalfrequentieband [/pomp.jaar]
0 – 10 5 5,6 10-3 - 7,5 10-3 - 9,4 10-3
10 – 50 25 1,5 10-3 - 4,4 10-3 - 9,4 10-3
Breuk Grootste leiding 1,0 10-5 - 1,0 10-4 - 2,0 10-4
Voor centrifugaalpompen zonder pakking kan volgende redenering gevolgd worden. (Sintef, 1997) geeft voor
het scenario “extern lek” de relatieve bijdrage van de diverse onderdelen van het pompsysteem (pomp,
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-6
aandrijving, koeling, smering, aangesloten leidingsysteem, etc.). Wat de pomp zelf betreft, blijkt het
pomphuis voor 2 tot 3% bij te dragen tot de externe lekkage. Aangezien pakkingloze pompen geen
asafdichtingen hebben en andere componenten (as, lagers, etc.) ook binnen het eigenlijke pomphuis zitten,
kan gesteld worden dat de kans op lekkage van een pakkingloze pomp 2 tot 3% bedraagt van deze van de
kans op lekkage van een pomp met pakkingen. Uitgaande van de lekfrequentie van 4,4 10-3 per jaar voor
pompen met pakking, bekomt men zodoende een kans op lekkage van ca. 10-4/jaar voor een pakkingloze
pomp.
Voor zuigerpompen is een analoge redenering te voeren als voor centrifugaalpompen. Uit Tabel 8-3 stelt
men vast dat het aantal kleinere lekken een factor 17 hoger ligt dan voor de centrifugaalpompen. Er werden
270 kleinere lekken waargenomen (lek en barst) ten opzichte van 176 voor centrifugaalpompen maar de
populatie is een factor 10 kleiner.
Een dergelijke discrepantie wordt echter niet bevestigd in andere literatuurbronnen. (Davidson, 1988) geeft
vergelijkbare faalfrequenties voor "centrifugal pumps" en "reciprocating pumps" (deze laatste krijgen een
faalfrequentie die hoogstens een factor 3 hoger is).
In (LIN, 2004) wordt voor zuigerpompen aanbevolen om een faalfrequentie te hanteren die een factor 10
hoger ligt dan deze van centrifugaalpompen.
Andere referenties voor faalgegevens van pompen zijn onder andere (DNV Technica, 1992) en het ENI
handboek en (Blything & Reeves, 1988), (Smith D. , 1985) en (Davidson, 1988).
8.6.2 Compressoren
Net zoals bij pompen kunnen verschillende faalwijzen aanleiding geven tot het vrijkomen van product in de
omgeving. De voornaamste zijn:
− Lek aan de asafdichting;
− Lek aan het compressorhuis.
De faaldata voor externe lekken aan compressoren is schaars. In (AIChE, 1989) zijn enkel algemene cijfers
voor instantaan falen opgenomen, waarbij geen onderscheid gemaakt wordt of er al dan niet een extern lek
optreedt:
− Ondergrens: 2,7 10-2/compressor.jaar;
− Gemiddelde: 12 /compressor.jaar;
− Bovengrens: 49 /compressor.jaar.
(Johnson & Welker, 1981) hebben voor het Gas Research Institute een verbeterde databank voor LNG-
installaties opgesteld. Voor compressorsystemen zijn op 2,256 miljoen werkingsuren 116 belangrijke falingen
vastgesteld, wat een faalfrequentie betekent van 0,45/compressor.jaar met een 99%
betrouwbaarheidsinterval van 0,34 – 0,56/compressor.jaar.
Op basis van een analyse van een vertrouwelijk rapport van een scheikundige groep is volgende data
verzameld.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-7
Centrifugaalcompressoren
− 16 lekken zijn waargenomen op een populatie van 1157 compressoren;
− 15 met een lekdiameter van 0 tot 10 mm;
− 1 in de categorie van 25 tot 50 mm lekken;
Zuigercompressoren
− 102 lekken zijn gerapporteerd voor 156 compressorjaren;
− 97 “minor”, niet weerhouden;
− 3 gebruikt voor de 25 mm (10 – 50 mm categorie) lekfrequentie;
− 2 kleiner dan 25 mm diameter, niet gebruikt.
De databank catalogeerde de lekken als “minor” (95%) en “major” (5%). Uit de laatste categorie is de helft
weerhouden als 25 mm lek.
Voor beide compressortypes wordt verder aangenomen dat de kans op een lek in de categorie 50 – 150 mm
1/10 bedraagt van de kans op een lek in de categorie 10 – 50 mm.
Bovenstaande gegevens leiden tot de faalfrequenties van Tabel 8-6.
Tabel 8-6: Faalfrequenties (per trapjaar) voor centrifugaalcompressoren
Lekgrootte
[mm]
Equivalente lekdiameter
[mm]
Faalfrequentieband
[/compressor.jaar]
Centrifugaalcompressoren Zuigercompressoren
10 – 50 25 4,3 10-6 - 8,6 10-4 - 6,4 10-3 2,2 10-6 - 1,9 10-2 - 7,0 10-2
> 50 100 4,3 10-7 - 8,6 10-5 - 6,4 10-4 2,2 10-7 - 1,9 10-3 - 7,0 10-4
8.6.3 Besluit – Generieke faalfrequenties
Voor de centrifugaalpompen werd besloten om enkel de grotere lekken te weerhouden (4,4 10-3/pompjaar
voor pompen met pakking en 10-4/pompjaar voor pakkingloze pompen). Breuk werd niet vastgesteld en is
tevens weinig waarschijnlijk voor dergelijke pompen. Bij de zuigerpompen is deze faalwijze wel aannemelijk
en wordt deze bijgevolg ook meegenomen (10-4/pompjaar). Voor de lekken van de zuigerpompen werd
eenzelfde frequentie aangenomen als voor de centrifugaalpompen. En voor magneetgekoppelde pompen
wordt de faalfrequentie arbitrair gelijk gesteld aan de faalfrequentie van centrifugaalpompen zonder
pakking.
Voor de centrifugaal- en zuigercompressoren worden dezelfde faalfrequenties gebruikt als voor de
zuigerpompen. Hier wordt dus voor alle compressoren breuk weerhouden als faalwijze en dit omwille van
de specifieke risico’s verbonden aan snellopende machines (vb. loskomen turbinebladen) (Sertius , 2009).
Als equivalente lekdiameter wordt 10% van de leidingdiameter genomen, zoals in (RIVM, 2008) en
ondersteund door een studie van (Westinghouse, 1998).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-1
MODULE 9. LEIDINGSYSTEMEN
Deze module behandelt de leidingsystemen. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven, de
bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering.
9.1 SYMBOLEN
L [mm] Lengte leiding (minstens 10 m)
D [mm] Binnendiameter leiding
9.2 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op leidingsystemen binnen een inrichting. Zowel bovengrondse als
ondergrondse leidingen met vloeistof of gas worden beschouwd. Enkel die leidingen die gevaarlijke stoffen
bevatten en die onder het beheer vallen of geëxploiteerd worden door de Seveso-inrichting waarvoor de
QRA wordt opgemaakt worden beschouwd.
9.3 SCENARIO’S
Voor de scenariobepaling van de leidingsystemen wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 9-1.
Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.
9.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
In Tabel 9-1 worden de faalfrequenties voor leidingsystemen weergegeven. De achtergrondinformatie kan
gevonden worden in bijlage (§9.7).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-2
Tabel 9-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor leidingsystemen
Bovengrondse leiding Ondergrondse leiding
Faalwijze Faalfrequentie
[/jaar] Faalwijze
Faalfrequentie
[/m.jaar]
Klein lek
deq = 0,1 D 2,8 10-7 L/D
Barst
deq = 10 mm 7,9 10-8
Middelgroot lek
deq = 0,15 D 1,2 10-7 L/D
Groot lek
deq = 0,36 D 5,0 10-8 L/D
Gat
deq = 0,5 D 6,9 10-8
Breuk 2,2 10-8 L/D Breuk 2,8 10-8
Voor dubbelwandige leidingen worden de faalfrequenties voor lekken gereduceerd met een factor 100 indien
de buitenste wand qua ontwerp, constructie en materiaal minstens gelijkwaardig is aan de binnenste wand
en met een factor 10 indien niet aan deze voorwaarde voldaan is. Hierbij wordt bv. isolatiemateriaal niet
aanzien als tweede wand. De faalfrequentie voor breuk van een dubbelwandige leiding is dezelfde als deze
voor een enkelwandige leiding. De faalfrequenties voor dubbelwandige leidingen worden gebaseerd op de
binnendiameter van de buitenste wand.
9.5 MODELLERING
De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en
effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven.
9.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Tekstuele verduidelijking
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-3
9.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
9.7.1 Procesleidingen
9.7.1.1 Algemene aspecten
9.7.1.1.1 Definities
Inter-Unit en
Transportleidingen
Leidingen die de verbinding vormen tussen verscheidene afdelingen (inter-unit)
of leidingen die het transport verzorgen (transportleidingen) tussen eenheid en
opslagtank. Dit soort inter-unit leidingen bevinden zich meestal op grondniveau
in leidingstraten of op leidingbruggen.
Procesleidingen Leidingen in een procesplant die de procesfluïda tussen de verschillende
procesvaten transporteren.
9.7.1.1.2 Toepassingsgebied
Naar analogie van (DNV, 1999) worden in deze rubriek uitsluitend de falingen met betrekking tot het
hoofddeel (main body) van de leidingen (Figuur 9-1) in beschouwing genomen.
Figuur 9-1: Schematische voorstelling van een leiding (DNV, 1999)
In procesleidingen komen echter meer falingen voor bij flenzen, kleppen en kleine boormontages dan in het
hoofddeel van de leiding.
9.7.1.1.3 Faalwijze
De belangrijkste manieren waarop procesleidingen falen zijn (DNV, 1999):
− Externe lekken doorheen de leidingwand of –lassen;
− Blokkering ten gevolge van vervorming van de leiding of door obstructie van objecten in de leiding;
− Onaanvaardbare vervorming of corrosie (zonder lekkage of blokkering).
De belangrijkste oorzaken van falen bij leidingen zijn van mechanische aard (meestal door combinatie van
overbelasting en onaangepast ontwerp) en door corrosie. Men vermoedt dat corrosie aanleiding geeft tot
veel kleinere lekken dan oorzaken van mechanische aard (DNV, 1999).
Flens Klep Hoofddeel
pijpleiding
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-4
9.7.1.2 Faalfrequenties
In de kwantitatieve risicoanalyse wordt veelvuldig gebruik gemaakt van de Gulf data (DNV, 1999). De
faalfrequentie voor procesleidingen zijn gebaseerd op gegevens aangeleverd door een belangrijke chemische
groep (DNV TEDARES source LO56, intern document DNV) die ze omschrijft als “een review van Gulf en
andere data, Gulf Oil, 1978”. De originele lekfrequenties van de Gulf data worden in Tabel 9-2 samengevat.
Uit de ervaren falingen werd een empirische correlatie vastgelegd tussen leidinglengte L en de
leidingdiameter D.
Tabel 9-2: Originele lekfrequenties van Gulf data
Lektype Lekgrootte in
% oppervlak
Lekgrootte in
% diameter
Voorwaardelijke
kans
Frequentie
(per jaar)
Klein lek < 1 < 10 0,59 2,8 10-7.L/D
Groot lek 1 – 5 10 - 22 0,25 1,2 10-7.L/D
Ernstig lek 5 – 20 22 - 45 0,11 5,0 10-8.L/D
Breuk 20 - 100 45 - 100 0,05 2,2 10-8.L/D
Totaal 4,72 10-7.L/D
Er moet op gewezen worden dat alle andere interpretaties en modificatie van deze gegevens niet in de
originele dataset teruggevonden worden. De in italic weergegeven waarden zijn afgeleide waarden uit de
originele Gulf data (LIN, 2004).
DNV heeft voor de allesomvattende lekfrequentie van de Gulf data volgende formule afgeleid:
F = 4,72 10-7 .L/D
Met F = lekfrequentie [per jaar]; L = leidinglengte [m]; D = leidingdiameter [m]
9.7.1.3 Faaloorzaken van procesleidingen
Uit een onderzoek (DNV-Technica C1359, feb. 1989; intern document DNV) in dit verband werd op basis van
921 ongevallen uit internationale databestanden 72 faaloorzaken geïdentificeerd en onderverdeeld in 12
categorieën. Deze oorzaken werden verder gekwantificeerd (DNV-Technica studie, H111, april 1991; intern
document DNV) en kunnen onder specifieke omstandigheden die relevant zijn voor het falen van de leiding
aangewend worden om hoger vermelde faaldata te verfijnen. Tabel 9-3 geeft een overzicht van de relevante
oorzaken en hun procentuele bijdrage tot het falen van een procesleiding en bijhorend in-line equipment,
zoals kleppen en pakkingen. Bij het toepassen van faalfrequentiereductie bij leidingen kunnen enkel de
relevante faaloorzaken, zijnde de faaloorzaken die betrekking hebben op het hoofddeel van de leiding,
gereduceerd worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-5
Tabel 9-3: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een procesleiding
Oorzaak Deeloorzaak Bijdrage [%]
Corrosie Verkeerd materiaal
Corrosieve contaminatie
Uitzonderlijke condities
Agressieve omgeving
Slechte bescherming
Zink-embrittlement
Koelwatercircuit
Galvanische corrosie
Onbekend
1,68
0,38
1,01
1,03
0,74
0,06
0,06
0,33
4,11
Erosie Turbulente stroming
Ongunstige vloeibaan
Hoge stroomsnelheid
Erosieve externe omgeving
Onbekend
Erosieve inhoud
0,01
0,22
0,14
0,05
0,27
0,11
Externe belasting Weggehaalde leidingsupports
Faling van leidingsupports
Slecht ontwerp van de supports
Onbekend
Externe belasting
0,28
0,98
1,14
0,11
0,48
Temperatuur Onvoldoende materiaalspecificatie
Thermische spanningen
Verandering van de inhoud
Thermische schok
Slechte leidingspecificaties
Domino-effect
Onbekend
0,87
0,38
0,60
0,38
0,02
0,54
1,01
Verkeerde oplijning Verkeerde plaatsing van delen
Verkeerde installatie
Onvoldoende uitrusting
Onbekend
0,16
2,64
1,09
0,11
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-6
Procedurefout Niet gereinigde leiding vóór opening
Verkeerde leiding waarop gewerkt wordt
Verkeerde uitrustingsstatus
Verkeerde opeenvolging van operaties
Leiding/uitrusting fout verbonden/ontkoppeld
Leiding onvoldoende geïsoleerd
Uitrusting niet teruggebracht naar normale status
Onbekend
4,38
0,87
3,62
2,90
0,76
1,56
0,33
3,78
Impact Impact van een naburige installatie
Menselijke impact
Vallend object t.g.v. een natuurlijke oorzaak
Voertuigimpact
Onbekend
1,68
0,85
0,22
1,57
0,43
Overdruk Brondruk te hoog
Falen van noodstopsysteem tegen overdruk
Hoge drukbron aangesloten op lage drukzijde
Onverwachte reactie
Bevriezen
Drukpulsen afkomstig van de stroomverwarming
Drukpulsen van trillende kleppen
Drukpuls vanwege de pomp
Onbekend
Externe hittebelasting
1,81
0,22
0,11
4,34
1,18
0,76
0,11
0,05
2,87
0,65
Trilling Vibratie van aanhangend materiaal
Vibratie in de leiding t.g.v. defect materiaal
Onstabiele condities
Design/installatiefout veroorzaakt vibraties
Waterslag
Onbekend
0,71
0,30
0,22
0,05
0
0,22
Materiaalfout Leiding
Klep
Pakking
Breekplaat
Andere
Onbekend
12,54
5,92
5,48
0,38
1,79
5,75
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-7
Onbekend 9,0
Andere Opening van klep door bekrachtiging
Opstart
Vastklitten
Blokkering van open klep door vreemd voorwerp
Faling van computersoftware
Te hoog buigmoment in een bocht
Doorboring van ingegraven leiding
0,11
0,33
0,65
0,05
0,22
0,05
0,11
TOTAAL 100
9.7.2 Ondergrondse leidingen
9.7.2.1 Gasleidingen
De faaldata voor ondergrondse gasleidingen zijn afgeleid uit (EGIG, 2008). De EGIG bevraging beslaat de
periode 1970 – 2007. In totaal deden er 15 bedrijven mee aan de bevraging, te weten: DGC (Denemarken),
ENAGAS (Spanje), Fluxys (België), Gasum Oy (Finland), N.V. Nederlandse Gasunie (Nederland), GRT Gaz
(Frankrijk), E.ON Ruhrgas AG (Duitsland), SNAM Rete Gas (Italië), SWISSGAS (Zwitserland), National Grid
(Verenigd Koninkrijk), RWE Transgas Net (Tsjechië), Ren Gasodutos S.A. (Portugal), Swedegas A.B. (Zweden),
Bord Gais Eireann (Ierland), OMV Gas GmbH (Oostenrijk).
De criteria voor de classificatie voor incidenten in deze database zijn:
− Er is altijd een ongewild vrijkomen van gas;
− De leiding moet aan volgende voorwaarden voldoen
o Gemaakt van staal;
o Onshore;
o Maximum werkdruk groter dan 15 bar;
o Gelokaliseerd buiten de omheining van de gasinstallaties;
− De incidenten hebben geen betrekking op bijhorende uitrusting (kleppen, compressoren) of andere
onderdelen dan de leiding zelf.
Afhankelijk van de lekgrootte worden de drie volgende schadetypes onderscheiden:
− Barst: diameter van defect gelijk aan of kleiner dan 2 cm;
− Gat: diameter van defect meer dan 2 cm en gelijk aan of kleiner dan de diameter van leiding;
− Breuk: diameter van defect groter dan diameter van leiding.
9.7.2.1.1 Faalfrequenties
De faalfrequenties voor de hele periode 1970-2007, voor de laatste vijf jaar (2003-2007) en voor het laatste
jaar (2007) worden in Tabel 9-4 samengevat.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-8
Tabel 9-4: Faalfrequenties [/km.jaar] voor gasleidingen
Periode Aantal incidenten Populatie
[km.jaar]
Faalfrequentie
[/km.jaar]
1970-2007 1172 3.150.000 3,7 10-4
2003-2007 88 620.000 1,4 10-4
2007 14 130.000 1,1 10-4
In Tabel 9-5 wordt een overzicht gegeven van de faalfrequentie volgens oorzaak en lektype voor de periode
1970-2007. Deze waarden werden afgelezen van figuur 17 uit (EGIG, 2008). Op basis hiervan kan het
percentage voor de verschillende faalwijzen ten opzichte van de totale faalfrequentie bepaald worden.
Tabel 9-5: Faalfrequentie [/km.jaar] gasleidingen volgens oorzaak (1970-2007) (EGIG, 2008)
Lektype
Oorzaak van incident
Externe
interferentie Corrosie
Constructie
Materiaal
Grondver-
plaatsing
Operationele
fouten Andere Totaal %
Barst 5,0 10-5 5,5 10-5 4,0 10-5 5,0 10-6 1,0 10-5 2,0 10-5 1,8 10-4 50,3
Gat 1,0 10-4 2,5 10-6 1,5 10-5 5,0 10-6 5,0 10-6 - 1,3 10-4 35,7
Breuk 3,5 10-5 - 5,0 10-6 1,0 10-5 - - 5,0 10-5 14,0
Samen met de allesomvattende faalfrequentie 1,4 10-4/km.jaar voor de periode 2003-2007, levert dit
volgende faalfrequenties voor de verschillende faalwijzen voor de ondergrondse gasleidingen:
− Barst: 7,2 10-5 /km.jaar;
− Gat: 5,1 10-5 /km.jaar;
− Breuk: 2,0 10-5 /km.jaar.
9.7.2.1.2 Faaloorzaken
Op basis van (EGIG, 2008) werd Tabel 9-6 opgesteld met een overzicht van de relevante oorzaken en hun
procentuele bijdrage tot het falen van de ondergrondse gasleiding.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-9
Tabel 9-6: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een ondergrondse gasleiding
Oorzaak Deeloorzaak Bijdrage per deeloorzaak (%) Bijdrage per oorzaak (%)
Externe interferentie
Graven 18,85
49,6
Grondwerken 4,46
Publieke werken 4,46
Agricultuur 4,46
Drainage 3,97
Onbekend 13,39
Corrosie
Externe corrosie 12,47
15,4
Pitting 8,48
Galvanische corrosie 1,50
Spanningscorrosie 0,62
Onbekend 1,87
Interne corrosie 2,31
Onbekend 0,62
Constructie/materiaal - 16,50 16,5
Grondverplaatsing
Dijkbreuk 0,07
7,3
Overstroming 1,31
Aardverschuiving 4,09
Mijn 0,37
Rivier 0,44
Andere/onbekend 1,02
Operationele fout - 4,60 4,6
Andere/onbekend Bliksem 1,68
6,7 Onbekend 5,02
9.7.2.2 Vloeistofleidingen
De aanbevolen data voor dit soort leidingen werden afgeleid uit (CONCAWE, 2008), waarbij incidenten in het
Europese olieleidingnet werden geanalyseerd. De studie omvat leidingen gebruikt voor het transport van
ruwe olie of petroleumproducten met een lengte van 2 km of meer in het openbaar domein die over land
lopen. Pompstations en intermediaire opslagplaatsen zijn hierbij inbegrepen.
Volgende arbitraire definities werden gebruikt voor de verschillende lekgroottes:
− Klein gat: minder dan 2 x 2 mm;
− Spleet: 2 tot 75 mm lang en maximum 10% van de diameter van de leiding breed;
− Gat: 2 tot 75 mm lang en minimum 10% van de diameter van de leiding breed;
− Scheur: 75 tot 1000 mm lang en maximum 10% van de diameter van de leiding breed;
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-10
− Breuk: meer dan 75 mm lang en minimum 10% van de diameter van de leiding breed.
“Geen gat” betekent dat de uitstroming veroorzaakt werd door het falen van een pakking, een afdichting of
een mechanische breuk.
9.7.2.2.1 Faalfrequenties
De faalfrequenties voor de hele periode 1971-2006, voor de laatste 5 jaren (2002-2006) en voor het laatste
jaar (2006) worden in Tabel 9-7 samengevat.
Tabel 9-7: Faalfrequenties [/km.jaar] vloeistofleidingen
Periode Aantal incidenten Populatie
[km.jaar]
Faalfrequentie
[/km.jaar]
1971-2006 448 800.000 5,6 10-4
2002-2006 54 174.000 3,1 10-4
2006 12 35.400 3,4 10-4
De vloeistofleidingen kunnen onderverdeeld worden in warme en koude leidingen. Bovenstaande
faalfrequenties gelden voor alle leidingen samen. Er is echter een aanzienlijk verschil voor de faalfrequenties
en –oorzaken voor beide types leidingen. In het algemeen hebben de warme leidingen een hogere
faalfrequentie veroorzaakt door (externe) corrosie. Daarom werden in het verleden reeds veel van dit type
leidingen gesloten of omgevormd tot koude leidingen.
Vermits (externe) corrosie typisch is voor warme leidingen en deze op dit moment in beperkte mate (0,8%)
voorkomen, wordt bij de verdere uitwerking van de faalfrequenties en –oorzaken verder geen rekening
gehouden met de faaloorzaak (externe) corrosie voor warme leidingen. Voor de periode 2002-2006 betreft
dit 1 faling en wordt de faalfrequentie 3,0 10-4/jaar.
De verdeling per lekgrootte wordt weergegeven in Tabel 9-8. Deze tabel heeft betrekking op de periode
1971-2006 en werd opgesteld op basis van de gegevens van de 239 incidenten waarvoor dergelijke details
werden opgegeven.
Tabel 9-8:Verdeling falingen vloeistofleidingen volgens lektype (1971-2006)
Lektype Aantal incidenten %
Geen gat 5 2
Klein gat 22 9
Spleet 37 15
Gat 81 34
Scheur 48 20
Breuk 46 19
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-11
De in (CONCAWE, 2008) gehanteerde definities komen niet overeen met deze uit (EGIG, 2008) (barst ≤ 20mm,
gat > 20 mm en breuk). Om toch dezelfde indeling te kunnen gebruiken worden “geen gat” en “klein gat”
volledig ingedeeld bij barst. “Spleet” en “gat” worden elk voor 50% toebedeeld aan barst en gat. “Scheur”
wordt volledig ingedeeld bij gat. En “breuk” uit (CONCAWE, 2008) wordt gelijk gesteld aan breuk uit (EGIG,
2008).
Samen met de allesomvattende faalfrequentie 3,0 10-4/jaar voor de periode 2002-2006, levert dit volgende
faalfrequenties voor de verschillende faalwijzen voor de ondergrondse vloeistofleidingen:
− Barst (36%): 1,1 10-4 /km.jaar;
− Gat (45%): 1,4 10-4 /km.jaar;
− Breuk (19%): 5,9 10-5 /km.jaar.
9.7.2.2.2 Faaloorzaken
Op basis van (CONCAWE, 2008) werd Tabel 9-9 opgesteld met een overzicht van de relevante oorzaken en
hun procentuele bijdrage tot het falen van de ondergrondse vloeistofleiding. Bij de bepaling van de bijdrage
per (deel)oorzaak werd de bijdrage van de warme leidingen voor de oorzaak (externe) corrosie tevens
achterwege gelaten.
Tabel 9-9: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een ondergrondse vloeistofleiding
Oorzaak Deeloorzaak Bijdrage per
deeloorzaak [%]
Bijdrage per
oorzaak [%]
Mechanisch
Constructie
Verkeerde las 2,54
28,42
Constructiefout 1,52
Verkeerde installatie 2,54
Andere/onbekend 4,06
Design en materiaal
Verkeerd design 1,78
Verkeerd materiaal 6,85
Ouderdom/vermoeidheid 1,52
Andere/onbekend 7,61
Operationeel
Systeem
Uitrusting 0,51
7,87
Controlesystemen 0,76
Andere/onbekend 1,27
Mens
Niet drukloos gemaakt of gedraind 0,76
Verkeerde handeling 3,30
verkeerd onderhoud/constructie 1,02
Andere/onbekend 0,25
Corrosie
Externe corrosie 11,68
18,54 Interne corrosie 5,84
Spanningscorrosie 1,02
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-12
Natuurlijke
gevaren
Grondverplaatsing
Aardverschuiving 1,27
3,80
Verzakking 0,76
Aardbeving 0,25
Andere/onbekend 0,25
Andere Overstroming 0,76
Onbekend 0,51
Externe
interferentie
Ongelukken
Constructie
41,38
Graven 9,14
Bulldozer 3,30
Agricultuur
Graven 7,61
Bulldozer 0,76
Andere 0,51
Ondergrondse infrastructuur
Graven 3,05
Bulldozer 0,76
Boren/explosie 2,28
Andere 1,02
Andere/onbekend 1,02
Opzettelijke schade
Terrorisme 0,51
Vandalisme 1,27
Diefstal 3,55
Incidenten 6,60
9.7.3 Dubbelwandige leidingen
(Cadwallader & Pinna, 2012) stelt: “This paper presents the Beta factor method for the reliability analyst to
use to quantify the leakage failure rate of a double piping system in conceptual design. A Beta factor of 0.01
can be applied to two pipes of the same material, and a Beta factor of 0.1 is recommended if the outer pipe
is not as robust as the carrier pipe. [...] Therefore, the external leak failure rate of the double containment
pipe would be the carrier pipe leak failure rate multiplied by 0.01. [...] Certainly some can argue that this
approach is also conservative, that the outer pipe could function better than the Beta factor suggests,
especially in view of the opportunity for constant monitoring of the pipe annulus. For early reliability studies
on conceptual designs, this Beta factor approach is recommended for its simplicity and speed to address the
double-walled piping issue. For designs advanced past the conceptual design level, there will be enough
design information to support a detailed analysis. The two pipes can either be modeled as a primary and
standby component, as mentioned above, or an engineering assessment can be performed. A rigorous finite
element analysis can be performed to determine if any common modes (pipe walls touching and transferring
forces, vibration through spacers or centering rings) are affecting both pipes. A corrosion assessment can be
performed for both pipes to determine if there is a high likelihood of corrosion pitting or breaches in either
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-13
pipe. The reliability analyst can use these analysis results to estimate the “leak tightness” of the double
containment system.”
Hieruit wordt volgende werkwijze afgeleid. De faalfrequenties voor lekken worden gereduceerd met een
factor 100 indien de buitenste wand qua ontwerp, constructie en materiaal minstens gelijkwaardig is aan de
binnenste wand en met een factor 10, indien niet aan deze voorwaarde voldaan is.
(Cadwallader & Pinna, 2012) vermeldt enkel lekken van dubbelwandige leidingen. Voor breuk wordt
aangenomen dat de dubbelwandigheid van de leiding niet echt een invloed heeft op de faalfrequentie van
het breukscenario.
9.7.4 Besluit – Generieke faalfrequenties
De faalfrequenties voor bovengrondse leidingen zijn afgeleid van de Gulf Data.
De faalfrequenties voor de ondergrondse leidingen worden afgeleid uit een combinatie van de
faalfrequenties voor gas- en vloeistofleidingen, vermits de faalfrequenties voor de recentste periode voor
ondergrondse gas- en vloeistofleidingen geen significant verschil vertonen. De onderliggende data werden
afgeleid van respectievelijk (EGIG, 2008) en (CONCAWE, 2008), waarbij telkens de gegevens van de meest
recente periode gebruikt werden. De totale faalfrequentie wordt in Tabel 9-10 bepaald.
Tabel 9-10: Faalfrequentie voor ondergrondse leidingen
Bron Aantal
incidenten
Totaal aantal km.jr Frequentie [/km.jr]
en 99 % betrouwbaarheidsinterval
EGIG 88 620 000 1,1 10-4 - 1,4 10-4 – 1,9 10-4
Concawe 53 174 000 2,1 10-4 – 3,0 10-4 – 4,3 10-4
Totaal 141 794 000 1,4 10-4 – 1,8 10-4 – 2,2 10-4
In Tabel 9-11 wordt een overzicht gegeven van de faalfrequentie volgens lektype voor gas- en
vloeistofleidingen samen.
Tabel 9-11: Faalfrequentie [/km.jr] volgens lektype
Lektype Aantal incidenten Faalfrequentie [/km.jr]
en 99 % betrouwbaarheidsinterval
Barst 63 5,6 10-5 – 7,9 10-5 – 1,1 10-4
Gat 55 4,8 10-5 – 6,9 10-5 – 9,7 10-5
Breuk 22 1,5 10-5 – 2,8 10-5 – 4,7 10-5
Voor lekken van dubbelwandige leidingen wordt (Cadwallader & Pinna, 2012) gevolgd (Protec Engineering,
2015a).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-1
MODULE 10. VERLADINGSACTIVITEITEN
Deze module behandelt de verladingsactiviteiten. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven,
de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering.
10.1 SYMBOLEN
D [mm] Diameter verlaadarm of flexibel
10.2 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op verlaadarmen en flexibels voor vloeistoffen en gassen.
10.3 SCENARIO’S
Voor de scenariobepaling van de verladingsactiviteiten wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel
10-1. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.
10.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES
De generieke faalfrequenties voor verladingsinstallaties worden in Tabel 10-1 getoond. De
achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§10.7).
Tabel 10-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor verladingsinstallaties
Faalwijze Faalfrequentie [/uur]
Verlaadarm Flexibel Flexibel voor LPG-achtigen
Lek
deq = 0,1 D
(max. 50 mm)
3,0 10-7 4,0 10-5 5,4 10-6
Breuk 3,0 10-8 4,0 10-6 5,4 10-7
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-2
10.5 MODELLERING
De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en
effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven.
10.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-3
10.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
10.7.1 Laden en lossen van tankwagens, spoorwagons en schepen
In Tabel 10-2 worden de in (RIVM, 2008) aanbevolen faaldata gegeven voor verladingsactiviteiten van druk-
en atmosferische tanks van tankwagens, spoorwagons en schepen in een onderneming. De gehanteerde
definities voor de beschreven fenomenen zijn de volgende:
− L.1a: Volledige breuk van de laad- en losslang. De uitstroming is aan weerszijde van de volledige
breuk.
− L.2a: Lek van de laad- en losslang. De uitstroming gebeurt via een lek met een effectieve diameter
van 10% van de nominale diameter, die maximaal 50 mm bedraagt.
− L.1b: Volledig breuk van de laad- en losarm. De uitstroming is aan weerszijde van de volledige breuk.
− L.2b: Lek van de laad- en losarm. De uitstroom van een lek met een effectieve diameter van 10% van
de nominale diameter, die maximaal 50 mm bedraagt.
Tabel 10-2: Faalfrequenties voor verladingsactiviteiten
L.1a
[per uur]
L.2a
[per uur]
L.1b
[per uur]
L.2b
[per uur]
Druktank
Atmosferische tank 4 10-6 4 10-5 3 10-8 3 10-7
De frequentie voor een catastrofale breuk van een laadarm of een laadslang van tankwagens, spoorwagons
en schepen werd afgeleid van de COVO study ( (COVO commission, 1981), (AEC, 1975), (Welker, 1976),
(Jacobs, 1971)). Hier wordt een faalfrequentie aangewend voor een leidingslang onder lichte spanning. De
breukfrequentie van een leidingslang onder zware druk is een factor 10 groter. De frequentie van een lek
wordt verondersteld 10 keer groter te zijn dan de frequentie van een breuk. Bij berekening van de
uitgestroomde hoeveelheden dient rekening gehouden met de aanwezige veiligheidsvoorzieningen, zoals
lekdetectoren, manueel of automatisch bediende snelafsluiters en met de bijhorende antwoordtijd van deze
systemen.
10.7.2 LPG-verladingen
De faalfrequenties voor de LPG-flexibels komen uit (ACDS, 1991), waarin de faalfrequenties uit Tabel 10-3
specifiek voor het verladen van LPG vermeld zijn:
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-4
Tabel 10-3: Faalfrequenties voor LPG-flexibels
Lekgrootte (mm) Nominale lekdiameter (mm) Faalfrequentie (/uur)
3-10 5 2,7 10-6
10- 50 25 2,7 10-6
Breuk 50 5,4 10-7
Bijkomend wordt vermeld dat de slangen uitgerust zijn met breekkoppelingen, waardoor er een beveiliging
is tegen oorzaken die een te grote mechanische spanning zouden veroorzaken (vb. wegrijden tankwagen met
aangekoppelde slang). Deze oorzaak voor het scenario van een breuk van een slang wordt hierdoor
geëlimineerd.
10.7.3 Besluit – Generieke faalfrequenties
De faalfrequenties voor verladingsactiviteiten zijn overgenomen uit (RIVM, 2008). Hieraan werden
faalfrequenties voor de verlaadflexibels voor LPG toegevoegd (ACDS, 1991), die ook voor de LPG-achtigen
mogen gebruikt worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-1
MODULE 11. MAGAZIJNEN
Deze module behandelt de manier waarop met magazijnen moet omgegaan worden in de QRA. Eerst en
vooral wordt het toepassingsgebied afgebakend, waarbij vooral het verschil met open opslagplaatsen en
opslagcontainers (Module 12) aan bod komt. Vervolgens wordt verduidelijkt welke scenario’s moeten
meegenomen worden. Daarna wordt voor alle mogelijke scenario’s stap voor stap uitgelegd op welke manier
de QRA moet uitgevoerd worden, inclusief faalfrequenties en vervolgkansen.
11.1 SYMBOLEN
a [-] Aantal koolstofatomen in de brutostructuurformule
A [m²] Brandoppervlak
Amax [m²] Maximaal brandoppervlak
Aomslag [m2] Grootte van het brandoppervlak bij omslagpunt oppervlaktebeperkte naar
zuurstofbeperkte brand
Actief% [-] Gewichtsgemiddelde actieve fractie van alle opgeslagen stoffen
Actief%i [-] Gewichtsfractie actief deel in stof i
Actief%Tox [-] Gewichtsgemiddelde actieve fractie van de opgeslagen toxische stoffen
b [-] Aantal waterstofatomen in de brutostructuurformule
B [kg/s] Brandsnelheid van de oppervlaktebeperkte of zuurstofbeperkte brand
Bstof [kg/m².s] Brandsnelheid van de opgeslagen stoffen
Bmax [kg/s] Maximale brandsnelheid oppervlaktebeperkte brand
BO2 [kg/s] Brandsnelheid zuurstofbeperkte brand
c [-] Aantal zuurstofatomen in de brutostructuurformule
C [mg/m3] Concentratie
d [-] Aantal chlooratomen in de brutostructuurformule
e [-] Aantal stikstofatomen in de brutostructuurformule
f [-] Aantal zwavelatomen in de brutostructuurformule
frookgas [-] Fractie warmte in de rookgassen
F [aantal/uur] Ventilatievoud van de ruimte (aantal luchtverversingen per uur)
g [-] Aantal fluoratomen in de brutostructuurformule
h [-] Aantal broomatomen in de brutostructuurformule
H [m] Hoogte van het magazijn
m [kg/s] Bronterm
mO2 [kmol/s] Beschikbare hoeveelheid zuurstof
mCO [kg/s] Bronterm van CO
mHCl [kg/s] Bronterm van HCl
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-2
mNO2 [kg/s] Bronterm van NO2
mSO2 [kg/s] Bronterm van SO2
mtox [kg/s] Bronterm toxisch onverbrand product
massa% [-] Aandeel toxische stoffen in een magazijn
M [g/mol] Gemiddelde molaire massa van de opgeslagen stoffen
Ma [g/mol] Atoommassa van een element in de gemiddelde structuurformule
Mi [g/mol] Molaire massa van stof i
n [-] Gemiddeld aantal atomen van een element in de gemiddelde
structuurformule
ni [-] Aantal atomen van een element in de structuurformule van stof i
Ni [kmol] Aantal kmol van een bepaalde stof i
Qi [kg] Opgeslagen hoeveelheid van stof i
Sf [-] Survivalfractie
t [min] Tijd (steeds 30 minuten)
uw [m/s] Windsnelheid
V [m³] Brutovolume van het magazijn (incl. de ruimte die door de aanwezige
producten wordt ingenomen)
W’ [MJ/kg] Verbrandingswarmte van de opgeslagen producten
Z0 [mol/mol] Benodigde hoeveelheid zuurstof uit het magazijn (in mol) voor de
verbranding van 1 mol van de opgeslagen stoffen
Griekse symbolen
[kg/kg] Totale omzetting (in kg) per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)
CO [kg/kg] Omzetting (in kg) in CO per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)
HCl [kg/kg] Omzetting (in kg) in HCl/HBr/HF per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)
NO2 [kg/kg] Omzetting (in kg) in NO2 per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)
SO2 [kg/kg] Omzetting (in kg) in SO2 per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)
11.2 TOEPASSINGSGEBIED
Opslagplaatsen voor stukgoederen kunnen in het kader van de risicoberekening beschouwd worden als een
magazijn, als een open opslagplaats of als een opslagcontainer. Deze module handelt enkel over de
magazijnen.
Om te bepalen of de beschouwde opslagplaats al dan niet beschouwd moet worden als een magazijn wordt
het volgende beslissingsdiagram toegepast. Bij toepassing van het diagram dienen steeds volgende zaken
voor ogen gehouden te worden
1. Er zijn steeds enkele “gaten” mogelijk bij de wanden, zonder dat dit invloed heeft op het besluit;
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-3
2. Indien verschillende opslagplaatsen van elkaar gescheiden worden door een tussenwand en deze
tussenwand geen brandweerstand heeft van minstens 30 minuten, wordt deze tussenwand als
onbestaande beschouwd. De betrokken opslagplaatsen worden bijgevolg verder als één
opslagplaats behandeld voor toepassing van het beslissingsdiagram;
3. Indien een opslagplaats voorzien is van een luifel (of gelijkaardige constructie), wordt deze
opslagplaats altijd afzonderlijk behandeld van de belendende opslagplaats(en). De wand waarop de
luifel is bevestigd, wordt bijgevolg beschouwd als buitenwand en niet als tussenwand.
Het beslissingsdiagram is van toepassing op de meest voor de hand liggende constructies van opslagplaatsen,
inclusief (transit)zones waar stukgoederen klaargezet worden in afwachting van hetzij afvoer naar de klant
(uitgaande stukgoederen) hetzij opslag in het magazijn, de open opslagplaats of de opslagcontainer
(inkomende stukgoederen). Indien de beschouwde opslagplaats geen algemeen voorkomende constructie
heeft of indien er twijfel heerst omtrent de uitkomst, wordt voorafgaand aan de opmaak van het
veiligheidsdocument het advies van het Team EV ingewonnen. Hetzelfde geldt voor andere te maken keuzes
die afhankelijk zijn van de constructie van het magazijn bij de toepassing van deze module.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-4
In bijlage zijn een aantal voorbeelden opgenomen waarop het beslissingsdiagram wordt toegepast en waarbij
ook een aantal modelleringstechnische aspecten (zie verder) worden vermeld.
Deze module wordt toegepast op de afzonderlijke magazijnen, uitgezonderd
− een magazijn met uitsluitend niet-Seveso stoffen;
− een magazijn met uitsluitend niet-brandbare stoffen (onafhankelijk of deze al dan niet gevaarlijk zijn);
hierbij wordt geen rekening gehouden met het aanwezige verpakkingsmateriaal.
Heeft de opslagplaats een dak?
Advies Team EV kan altijd gevraagd worden
Kan de opslagplaats volledig afgesloten worden?
Opslagplaats = open opslagplaats
Module 12, §12.2, wordt
toegepast
Nee Ja
Ja
Nee
Twee buitenwanden zijn volledig open, zodat de wind vrije doorgang heeft?
De buitenwanden zijn voor ca. 75% of meer van de totale oppervlakte van de zijwanden gesloten?
Ja
Ja
Nee
Nee
Figuur 11-1: Beslissingsdiagram magazijn vs. opslagcontainer vs. open opslagplaats
Opslagplaats = opslagcontainer
Module 12, §12.3, wordt
toegepast
Gebeurt de opslag in een gebouw of in een container?
Opslagplaats = magazijn
Module 11 wordt
toegepast
Gebouw Container
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-5
Indien niet-brandbare stoffen worden opgeslagen in een magazijn waar ook brandbare stoffen en Seveso-
stoffen worden opgeslagen én wanneer deze niet-brandbare stoffen door ontleding of verdamping bij een
brand kunnen bijdragen tot de vorming van toxische gassen, worden deze niet-brandbare stoffen beschouwd
in de berekeningen.
Deze module is niet van toepassing op magazijnen kleiner dan 20 m².
11.3 SCENARIO’S
In de risicoberekening moet rekening gehouden worden met de verschillende effecten van magazijnbrand,
met name warmtestraling en emissie van toxische producten (toxische verbrandingsproducten én toxisch
onverbrand product dat wordt meegesleurd in de rookgassen). Andere scenario’s worden beschouwd indien
relevant.
Hieronder worden enkele specifieke situaties beschreven die al dan niet moeten in rekening gebracht worden
bij magazijnbrand. Dit dient wel steeds gemotiveerd te worden in het veiligheidsdocument.
11.3.1 Warmtestraling
Warmtestraling moet niet kwantitatief bepaald worden, indien het magazijn voldoet aan de vereisten van
Bijlage 6 (Industriegebouwen)1 van het Koninklijk Besluit van 7 juli 1994 tot vaststelling van de basisnormen
voor de preventie van brand en ontploffing waaraan de nieuwe gebouwen moeten voldoen2. Alle
industriegebouwen incl. magazijnen waarvoor een bouwvergunning werd aangevraagd na inwerkingtreding
van Bijlage 6 (i.c. 15.08.2009), dienen te voldoen aan de eisen van de hogergenoemde Bijlage 6.
Warmtestraling bij magazijnbrand wordt wel kwantitatief bepaald indien het magazijn voldoet aan volgende
voorwaarden:
1. Het magazijn voldoet niet aan de eisen in Bijlage 6 van het Koninklijk Besluit van 7 juli 1994;
2. Minstens één van de muren van het magazijn is gelegen op een horizontaal gemeten afstand van
minder dan 30 m van de terreingrens;
3. De muur in kwestie (uit het vorige punt) heeft een brandweerstand van minder dan 60 minuten of
één van de poorten of deuren in deze muur heeft een brandweerstand van minder dan 30 minuten.
In het veiligheidsdocument dient steeds een kwalitatieve beschrijving opgenomen te worden, met minstens:
− De gegevens van de constructie van het magazijn, zoals materiaal muren inclusief brandweerstand,
materiaal deuren en poorten inclusief brandweerstand, aantal deuren en poorten, materiaal dak
inclusief (eventuele) brandweerstand, de aanwezigheid van rookluiken, lichtstraten en ventilatie;
− De (minimale) afstand van het magazijn tot de bedrijfsgrens;
1 Aangevuld bij het K.B. van 1 maart 2009, art. 7 (B.S. 15.07.2009), inwerking getreden op 15.08.2009 2 B.S. 26.04.1995, err. B.S. 19.03.1996 en B.S. 04.02.2011
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-6
− De genomen maatregelen die een invloed kunnen hebben op het fenomeen warmtestraling.
11.3.2 Toxische verbrandingsproducten
Indien in het magazijn geen stoffen met hetero-atomen (zwavel, stikstof, chloor, fluor of broom) worden
opgeslagen, dienen de effecten van toxische verbrandingsproducten niet meegenomen te worden.
11.3.3 Toxisch onverbrand product
Indien in het magazijn minder dan 5 ton stoffen met gevarencategorie H1 én minder dan 50 ton stoffen met
gevarencategorie H2 aanwezig zijn, dienen de effecten van toxisch onverbrand product niet meegenomen te
worden. Enkel de door inhalatie acuut toxische stoffen worden hierbij in beschouwing genomen.
11.3.4 Falen van stukgoed
Het falen van stukgoed tijdens de opslag of behandeling binnen een magazijn moet niet beschouwd worden.
Het falen van stukgoed buiten een magazijn wordt behandeld volgens Module 12.
Het falen van stukgoed binnen gestationeerde vrachtwagens, die ergens op het terrein staan te wachten in
afwachting van lossen in een magazijn, moet niet beschouwd worden.
11.4 FAALFREQUENTIE
11.4.1 Initiële brandfrequentie
Voor wat betreft de initiële brandfrequentie van een magazijn dienen voor magazijnen met vloeistoffen en
gassen de waarden uit Tabel 11-1 gebruikt te worden. Voor magazijnen met enkel vaste stoffen wordt een
initiële brandfrequentie van 1,8 10-4/jaar gehanteerd. Voor een magazijn waarin pyrofore stoffen aanwezig
kunnen zijn, wordt de brandfrequentie van 8,8.10-4/jaar gebruikt.
Tabel 11-1: Initiële brandfrequentie per magazijn voor vloeistoffen en gassen
Laagste vlampunt van de aanwezige stoffen Initiële brandfrequentie [/jaar]
< 60°C 8,8 10-4
> 60°C 1,8 10-4
11.4.2 (Vervolg)kans op een bepaald brandoppervlak
Het maximale brandoppervlak is het oppervlak van het magazijn, weliswaar beperkt tot 900 m2. Dit oppervlak
betreft het gehele vloeroppervlak van het magazijn. Bij opslag van (niet-brandbare) stoffen die niet bij brand
betrokken kunnen raken, mag van een kleiner maximaal brandoppervlak worden uitgegaan, namelijk het
vloeroppervlak dat niet door deze stoffen wordt ingenomen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-7
Voor het berekenen van de risico’s verbonden aan magazijnbrand wordt rekening gehouden met het feit dat
het brandbestrijdingssysteem een invloed heeft op de brandoppervlakte. Tabel 11-2 geeft per
brandbestrijdingssysteem de (vervolg)kans voor een bepaalde brandoppervlakte weer. Vermenigvuldiging
van de vervolgkans voor een bepaalde brandoppervlakte met de initiële brandfrequentie van het magazijn
geeft de frequentie waarmee dergelijke brand kan optreden.
Bij magazijnen met een oppervlakte kleiner dan 900 m2 worden de vervolgkansen van de brandoppervlakken
groter dan de oppervlakte van het betreffende magazijn opgeteld bij de vervolgkans op brand ter grootte
van het magazijn.
Tabel 11-2: Ventilatievoud en (vervolg)kansen voor een bepaalde brandoppervlakte per brandbestrijdingssysteem (als percentage van de initiële brandfrequentie, genoemd in Tabel 11-1)
Brandbestrijdingssysteem Ventilatie-
voud b
Vervolgkans voor een bepaalde
brandoppervlakte
20 m2 50 m2 100 m2 300 m2 900 m2
1a
1b
Automatische sprinklerinstallatie
Idem sprinklers in rekken
4 & ∞
4 & ∞
45 %
63 %
44 %
26 %
10 %
10 %
0,5 %
0,5 %
0,5 %
0,5 %
2 Automatische deluge installatie 4 & ∞ 63 % 26 % 10 % 0,5 % 0,5 %
3 Automatische blusgasinstallatie 4 & ∞ 99 % - - 0,5 % 0,5 %
4 Automatische hi-ex outside-air installatie ∞ 89 % 9 % 1 % 0,5 % 0,5 %
5 Automatische hi-ex inside-air installatie 4 & ∞ 89 % 9 % 1 % 0,5 % 0,5 %
6 Bedrijfsbrandweer - handbediende delugea 4 & ∞ 35 % 45 % 10 % 5 % 5 %
7 Bedrijfsbrandweer – binnenaanval ∞ - 20 % 30 % 28 % 22 %
8 Handbediende deluge-installatie met watervoorziening
door bedrijfsbrandweer a 4 & ∞ - 20 % 30 % 25 % 25 %
9 Handbediende deluge-installatie met watervoorziening
door lokale brandweer a 4 & ∞ - - - 60 % 40 %
10 Geen van voorgaande brandbestrijdingssystemen 4 & ∞ - - - 78 % 22 %
a) De handbediende deluge-installatie (6) verschilt van (8) doordat er in geval van brand slechts een brandkraan
moet worden opengedraaid. Bij deluge-installatie (8) (en (9)) moet de watervoorziening met behulp van
brandslangen nog gereed worden gemaakt.
b) Met een ventilatievoud 4 mag enkel gerekend worden op voorwaarde dat het magazijn volledig afgesloten kan
worden. Zie §11.4.3.
11.4.3 Ventilatievoud
Tabel 11-2 geeft per brandbestrijdingssysteem de te hanteren ventilatievouden weer. Bij
brandbestrijdingssystemen met een rook- en warmteafvoerinstallatie (rookluiken) zoals bij een automatische
hi-ex outside air installatie (4) en bedrijfsbrandweer met binnenaanval (7) wordt enkel gerekend met een
onbeperkt ventilatievoud.
Bij magazijnen uitgerust met een automatische blusgasinstallatie (3) geldt dat het 20 m² en het 300 m²
scenario alleen gekoppeld zijn aan een ventilatievoud van 4 (deuren dicht) en het 900 m² scenario alleen aan
een ventilatievoud van oneindig (deuren open). Voor dit systeem wordt dan ook geen verdeling over de
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-8
situatie van deuren open en dicht gemaakt (zie later). Voor dit systeem wordt verondersteld dat deze kans
al verwerkt is in de vervolgkans op de verschillende brandoppervlakten.
Bij magazijnen uitgerust met een ander brandbestrijdingssysteem (1a, 1b, 2, 5, 6, 8 en 9) moet gerekend
worden met een ventilatievoud 4 (bij gesloten deuren, rookluiken, poorten én ventilatieroosters) én met een
onbeperkt ventilatievoud (bij niet sluiten van de deuren, rookluiken, poorten of ventilatieroosters). Bij
magazijnen die niet volledig afgesloten kunnen worden, wordt echter enkel gerekend met een onbeperkt
ventilatievoud.
Bij magazijnen zonder een specifiek brandbestrijdingssysteem (10) kan met ventilatievoud 4 en oneindig
gerekend worden, op voorwaarde dat wordt aangetoond dat het magazijn volledig kan afgesloten worden
en dit ook zo blijft tijdens de brand. Indien niet aan deze voorwaarde voldaan wordt (of dit niet kan
aangetoond worden), wordt enkel met onbeperkt ventilatievoud gerekend.
Indien het magazijn volledig is uitgerust met automatische, zelfsluitende operationele elementen (deuren,
rookluiken, poorten én ventilatieroosters) wordt de kans op niet volledig afsluiten van het magazijn en dus
op onbeperkt ventilatievoud vastgelegd op 0,02. Indien het magazijn is uitgerust met één of meer
handbediende operationele elementen (zoals deuren, rookluiken, poorten of ventilatieroosters), gaat men
uit van een kans van 0,1. Indien één of meer van de elementen automatisch open gaat bij brand (zoals bv.
bij rookluiken soms het geval is), bedraagt de kans op onbeperkt ventilatievoud 0,98. In dit geval wordt voor
de eenvoud steeds uitgegaan van onbeperkt ventilatievoud.
11.5 WARMTESTRALING
Voor de berekening van warmtestraling wordt uitgegaan van een plasbrand over de volledige oppervlakte
van het magazijn. Voor de modellering van de plasbrand wordt gebruik gemaakt van §19.3.
Voor een magazijn met een oppervlakte van meer dan 100 m² wordt de scenariofrequentie bepaald door de
initiële brandfrequentie te vermenigvuldigen met de som van de vervolgkansen voor de brandoppervlakten
van 300 en 900 m².
Voor een magazijn met een oppervlakte kleiner of gelijk aan 100 m² wordt de initiële brandfrequentie
vermenigvuldigd met de som van de vervolgkansen voor de brandoppervlakten groter of gelijk aan de
oppervlakte van het magazijn.
Voor de effectberekeningen wordt uitgegaan van volgende veronderstellingen:
− het brandoppervlak wordt gelijkgesteld aan de oppervlakte van het magazijn;
− afschermende werking van muren wordt niet verrekend;
− n-octaan wordt gebruikt als referentieproduct; voor magazijnen die een klein aantal producten
bevatten kan gerekend worden met een referentieproduct dat qua (brand)eigenschappen
overeenstemt met de eigenschappen van de stoffen in het magazijn;
− als brandsnelheid wordt de brandsnelheid van het referentieproduct gebruikt.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-9
11.6 EMISSIE VAN TOXISCHE VERBRANDINGSPRODUCTEN
11.6.1 Samenstelling van de opgeslagen stoffen (brutostructuurformule)
Voor het bepalen van de samenstelling van de opgeslagen stoffen wordt één van volgende twee methoden
gebruikt. In het veiligheidsdocument wordt de keuze beargumenteerd en indien gekozen wordt voor de 2e
methode wordt aangegeven op welke manier de brutostructuurformule werd afgeleid.
Ofwel wordt gerekend met de standaard brutostructuurformule C3,90H8,50O1,06N1,17Cl0,46S0,51P1,35. Hierin wordt
verondersteld dat het afzonderlijk gehalte aan N, S en Cl-atomen gemiddeld nooit meer dan 10 gew%
bedraagt.
Ofwel wordt voor specifieke gevallen gewerkt met een zelf afgeleide brutostructuurformule voor het
magazijn, waarbij de aanwezige stoffen in rekening worden gebracht, tenzij ze niet bij de brand betrokken
kunnen raken. Het aantal atomen van de diverse elementen in de gemiddelde structuurformule worden als
volgt bepaald
𝑛 =∑ 𝑛𝑖 ∙ 𝑁𝑖 𝑖
∑ 𝑁𝑖 𝑖
met
𝑁𝑖 =𝑄𝑖 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%𝑖
𝑀𝑖
De gemiddelde molaire massa van de opgeslagen stoffen is
𝑀 =∑𝑛 ∙ 𝑀𝑎
De gewichtsgemiddelde actieve fractie van de opgeslagen stoffen wordt als volgt bepaald
𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓% =∑ 𝑄𝑖 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%𝑖𝑖
∑ 𝑄𝑖𝑖
Indien met de standaard brutostructuurformule wordt gerekend, wordt Actief% gelijkgesteld aan 100 %.
11.6.2 Brandsnelheid
De brandsnelheid wordt bepaald met de formule
𝐵 = 𝐵𝑠𝑡𝑜𝑓 ∙ 𝐴
Voor de brandsnelheid van de opgeslagen stoffen wordt gerekend met 0,025 kg/m².s, tenzij de opslag in het
betrokken magazijn in totaal 20 gewichts% of meer specifieke producten (peroxiden, spuitbussen,
ontvlambare vloeistoffen, pyrofore stoffen) bevat.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-10
In dat geval wordt een gemiddelde brandsnelheid gehanteerd op basis van de gewichtsfractie specifieke
producten in het magazijn en dit zonder rekening te houden met de actieve fractie. Hierbij wordt gebruik
gemaakt van volgende brandsnelheden:
− Peroxiden: 0,5 kg/m².s;
− Spuitbussen: 0,3 kg/m².s;
− Ontvlambare vloeistoffen en pyrofore stoffen: 0,1 kg/m².s.
In zeer specifieke gevallen, zoals wanneer het magazijn slechts één product bevat, wordt gebruik gemaakt
van de specifieke brandsnelheid van de betreffende stof.
11.6.3 Oneindig ventilatievoud
Bij oneindig ventilatievoud, wordt gedurende de ganse tijdsspanne tot pluimstijging een
oppervlaktebeperkte brand verondersteld.
Bij een oppervlaktebeperkte brand wordt gerekend met de maximale brandsnelheid o.b.v. het
brandoppervlak, zoals bepaald in §11.6.2.
11.6.4 Eindig ventilatievoud
Bij eindig ventilatievoud wordt eerst het omslagpunt, waarop de brand overgaat van een
oppervlaktebeperkte naar een zuurstofbeperkte brand, bepaald:
𝐴𝑜𝑚𝑠𝑙𝑎𝑔 =𝑚𝑂2 ∙ 𝑀
𝑍0 ∙ 𝐵𝑠𝑡𝑜𝑓
De beschikbare hoeveelheid zuurstof wordt bepaald o.b.v. het ventilatievoud en het volume van het
magazijn:
𝑚𝑂2 =0,2 ∙ (1 + 0,5 ∙ 𝐹) ∙ 𝑉
24 ∙ 1800
De benodigde hoeveelheid zuurstof voor de verbranding van 1 mol van de opgeslagen stoffen wordt bepaald
o.b.v. de formule:
𝑍0 = 0,975 ∙ 𝑎 +𝑏 − (𝑑 + 𝑔 + ℎ)
4+ 0,10 ∙ 𝑒 + 𝑓 −
𝑐
2
De scenario’s met de brandoppervlakten groter dan het omslagpunt, worden vervangen door een scenario
bij de brandoppervlakte overeenkomend met het omslagpunt, waarbij de vervolgkans gelijk is aan de som
van de vervolgkansen van de grotere brandoppervlakten. Indien het omslagpunt kleiner is dan 20 m², maar
wel positief, worden de effecten verwaarloosbaar geacht en worden deze scenario’s niet beschouwd in de
verdere berekeningen. Indien het omslagpunt negatief is, dan wordt gerekend met een oneindig
ventilatievoud.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-11
11.6.5 Bronterm (toxische) verbrandingsproducten
De brontermen van de afzonderlijk te beschouwen toxische componenten worden als volgt berekend:
𝑚𝑁𝑂2 = 휂𝑁𝑂2 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%
𝑚𝑆𝑂2 = 휂𝑆𝑂2 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%
𝑚𝐻𝐶𝑙 = 휂𝐻𝐶𝑙 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%
𝑚𝐶𝑂 = 휂𝐶𝑂 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%
met
휂𝑁𝑂2 =0,1 ∙ 𝑒 ∙ 46
𝑀
휂𝑆𝑂2 =𝑓 ∙ 64
𝑀
휂𝐻𝐶𝑙 =𝑑 ∙ 36,5 + 𝑔 ∙ 20 + ℎ ∙ 81
𝑀
휂𝐶𝑂 =0,05 ∙ 𝑎 ∙ 28
𝑀
Hierbij worden Fluor en Broom beide meegeteld als Chloor, maar het oorspronkelijk molgewicht van de stof
wordt gehanteerd.
Volgende omzettingspercentages werden toegepast:
N → NO2 : 10%
S → SO2 : 100%
Cl → HCl : 100%
C → CO : 5%
11.7 EMISSIE VAN TOXISCH ONVERBRAND PRODUCT
Voor de bepaling van de emissie van toxisch onverbrand product wordt een onderscheid gemaakt tussen de
toxische vloeistoffen en poeders enerzijds en de toxische granulaten anderzijds.
11.7.1 Survivalfractie
Tabel 11-3 geeft de rekenwaarden voor de survivalfractie weer.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-12
Tabel 11-3: Rekenwaarden voor survivalfractie
Opslaghoogte toxische stof ≤ 1,80 m > 1,80 m
Oppervlak van magazijn ≤ 300 m² > 300 m² ≤ 300 m² > 300 m²
Toxische vloeistoffen en poeders
Met automatisch brandbestrijdingssysteem1
Hi-ex outside- of inside-air installatie2
Zonder automatisch brandbestrijdingssysteem3
10%
1%
1%
1%
1%
1%
30%
10%
10%
10%
10%
10%
Toxische granulaten 1% 1% 1 Dit komt overeen met nummers 1a, 1b, 2 en 3 uit Tabel 11-2.
2 Dit komt overeen met nummers 4 en 5 uit Tabel 11-2.
3 Dit komt overeen met nummers 6, 7, 8, 9 en 10 uit Tabel 11-2.
11.7.2 Bronterm
De bronterm toxisch onverbrand product wordt bepaald met de formule
𝑚𝑡𝑜𝑥 = 𝑆𝑓 ∙ 𝐵 ∙ 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎% ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%𝑡𝑜𝑥
enerzijds voor de toxische vloeistoffen en poeders en anderzijds voor de toxische granulaten.
11.8 ROOKGASMENGSEL
De totale vrijzetting wordt bepaald als de som van de brontermen van de toxische verbrandingsproducten
(NO2, SO2, HCl en CO) en de brontermen van toxisch onverbrand product.
Voor het bepalen van de toxiciteit van de toxische verbrandingsproducten worden de voorgeschreven
probitfuncties gebruikt (zie §20.3). Voor alle toxisch onverbrande producten samen wordt
− ofwel één representatieve stof voorgesteld o.b.v. de aanwezige producten. Deze representatieve
stof komt bij voorkeur voor in de lijst van toxische stoffen met voorgeschreven probitfuncties. In dit
geval wordt de voorgeschreven probitfunctie gebruikt.
− ofwel gebruik gemaakt van volgende probit (M = 29,17 g/mol):
𝑃𝑟 = −5,86 + ln (𝐶2 ∙ 𝑡) (mg/m³) met LC50, mens, 30 min = 42 mg/m³
Of
𝑃𝑟 = −5,47 + ln (𝐶2 ∙ 𝑡) (ppm)
Indien voor het toxisch onverbrand product uitgegaan wordt van deze probitfunctie, wordt Actief%Tox
gelijkgesteld aan 100 %.
De toxiciteit van het mengsel toxische verbrandingsproducten en toxisch onverbrand product wordt middels
de methodiek uit §20.3.3 voor het berekenen van de mengprobit bepaald.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-13
11.9 AANNAMES M.B.T. DE MODELLERING VAN DE EMISSIE
Na het bepalen van de brontermen en toxiciteit van de verbrandingsproducten en (indien van toepassing)
het onverbrand product wordt de emissie hiervan gemodelleerd.
11.9.1 Opmenging in de lijwervel
Voor het fenomeen magazijnbrand wordt er rekening mee gehouden dat het toxisch rookgasmengsel zal
verspreiden via de lijzijde van het gebouw. Het recirculatiegebied wordt hierbij bepaald op basis van de
afmetingen van het gebouw (en niet het magazijn), zoals beschreven in §17.3.3. Het gebouw vormt hierbij
één aaneengesloten geheel. Voor verschillende gebouwen worden verschillende lijwervels bepaald. In
bijlage (§11.12.2) zijn een aantal voorbeelden opgenomen.
Voor de berekening van verladingen buiten aan het magazijn is het niet toegestaan om opmenging in de
lijwervel (recirculatie) toe te passen.
11.9.2 Dispersie
Er wordt uitgegaan van een continue neutraal gas dispersie (zie §17.3.1) (steady state) en een vrijzetting in
open lucht.
11.9.3 Pluimstijging
Bij magazijnbrand zal in bepaalde gevallen pluimstijging optreden, met name bij grote branden en bij zeer
lage windsnelheden. Hierdoor zal het rookgasmengsel zich snel op grote hoogte bevinden en zijn er op
grondniveau nauwelijks nog letale concentraties aanwezig.
Bij het bepalen van de risico’s van magazijnbrand wordt niet gerekend met specifieke pluimstijgingsmodellen,
maar er worden wel enkele rekentechnische maatregelen gebruikt om rekening te houden met het effect
van pluimstijging. Er wordt verondersteld dat na 30 minuten altijd pluimstijging optreedt, ongeacht de
grootte van de brandoppervlakte. Brandoppervlaktes groter dan 900 m² worden nooit doorgerekend (RIVM,
2009). Verder worden de door te rekenen brandoppervlaktes uit Tabel 11-2 beperkt op basis van de
windsnelheid (HSE, 2013). Per windsnelheid wordt de maximale brandoppervlakte waarbij geen pluimstijging
optreedt, berekend met de formule
𝐴 =0,18 ∙ 𝐻 ∙ 𝑢𝑤
3
8,9 ∙ 𝐵𝑠𝑡𝑜𝑓 ∙ 𝑊′ ∙ 𝑓𝑟𝑜𝑜𝑘𝑔𝑎𝑠
waarbij voor de fractie warmte in de rookgassen steeds conservatief met 10% wordt gerekend. Voor de
verbrandingswarmte van de opgeslagen producten wordt met 20 MJ/kg gerekend, tenzij een andere
verbrandingswarmte kan gemotiveerd worden.
Alle brandoppervlaktes uit Tabel 11-2 die kleiner of gelijk zijn aan de berekende waarde voor A, worden voor
de betreffende windsnelheid in rekening gebracht. Het maximale brandoppervlak is de oppervlakte van het
magazijn, beperkt tot 900 m². Voor de mee te nemen oppervlaktes worden de kansen uit Tabel 11-2
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-14
toegepast. Voor de andere brandoppervlaktes wordt verondersteld dat pluimstijging optreedt en dat er geen
relevante effectafstand is, waardoor deze scenario’s niet verder beschouwd worden.
Indien het omslagpunt kleiner of gelijk is aan de maximale brandoppervlakte waarbij pluimstijging kan
optreden, zoals hiervoor berekend, dan wordt het omslagpunt zelf meegenomen in de QRA, anders niet.
11.10 REKENBLAD
Het Team EV heeft een rekenblad opgesteld waarmee de gemiddelde brutostructuurformule van een
magazijn, de faalfrequenties, de brontermen (incl. de brandsnelheid van de opgeslagen stoffen), de
probitfunctie van het rookgasmengsel, de lijwervel en de mee te nemen brandoppervlaktes op een
eenvoudige manier kunnen berekend worden. Dit rekenblad dient gebruikt te worden. Het ingevulde
rekenblad wordt toegevoegd aan het veiligheidsdocument.
In het rekenblad is ook een berekening opgenomen voor het bepalen van de letaliteit in het zoggebied, na
opmenging in de lijwervel. Hiervoor wordt per brandoppervlakte de maximale concentratie in de lijwervel
bepaald o.b.v. de laagste relevante windsnelheid voor die brandoppervlakte. Dit geeft de minimale letaliteit
in de lijwervel. Als dit groter is dan 1%, dan zijn er relevante effecten te verwachten en moet het betrokken
scenario meegenomen worden in de QRA. Als dit kleiner is dan 1%, dan kan het scenario achterwege gelaten
worden.
De omrekening van mg/m³ naar ppm en omgekeerd en het bepalen van de molaire massa van het rookgas
gebeurt o.b.v. de molfractie (bij 13 °C en atmosferische druk).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-15
11.11 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Dec. ‘13 1.0 1e versie
Okt. ‘14 2.0 Aanpassing n.a.v. Q&A 14/01 m.b.t. het verschil tussen magazijnen en open
opslagplaatsen (die hiermee komt te vervallen)
April ‘15 3.0 Aanpassing ventilatievoud en pluimstijging; invoering minimum brandoppervlakte
Maart ‘17 4.0 Aanpassing n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen en CLP; tekstuele
verbeteringen; verwerking Q&A 15/02
April ‘17 4.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
Juli ‘17 4.2 Toevoeging pyrofore stoffen voor bepalen brandfrequentie en -snelheid
April ‘19 5.0 Verwerking Q&A 17/04 omtrent “gaten”, Q&A 18/14 omtrent de omzetting van
mg/m³ naar ppm
Toevoeging opslagcontainers
Toevoeging bijlage met voorbeelden
Toevoeging bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-16
11.12 BIJLAGE: VOORBEELDEN
In deze bijlage worden enkele voorbeelden uitgewerkt ter verduidelijking van het beslissingsdiagram en
enkele modelleringstechnische aspecten.
11.12.1 Voorbeelden voor de toepassing van het beslissingsdiagram en het ventilatievoud
Voorbeelden met zijaanzicht, waarbij overal een dak aanwezig is en de beschrijving van de wanden geldig is
voor alle wanden
1. of De wanden van de opslagplaats zijn volledig dicht (linkse figuur) of op enkele gaten na (rechtse
figuur). Merk op dat het aantal en de grootte van de gaten niet is gespecifieerd. Een definitie van
“gaten” wordt niet gegeven, maar er kan wel verduidelijkt worden dat onder “gaten” o.a. wordt
verstaan een ventilatiesysteem dat verwerkt is in de muur, waardoor de muur niet volledig dicht is.
Er is ook geen sprake van een echte opening. In beide gevallen betreft het een magazijn. Magazijnen
met dergelijke constructie worden beschouwd als zijnde volledig afsluitbaar. In beide gevallen wordt
gerekend met ventilatievoud 4 en oneindig, afhankelijk van het brandbestrijdingssysteem.
2. of
De wanden van de opslagplaats zijn grotendeels dicht op een opening na. Als de wanden voor 75%
of meer gesloten zijn, dan betreft het een magazijn. Magazijnen met dergelijke constructie worden
niet beschouwd als zijnde volledig afsluitbaar. Er wordt gerekend met enkel een oneindig
ventilatievoud. Als de wanden voor minder dan 75% gesloten zijn, dan betreft het een open
opslagplaats.
Voorbeelden met bovenaanzicht, waarbij overal een dak of dergelijke aanwezig is
3. Opslagplaatsen 1 en 3 hebben wanden die volledig dicht zijn. Opslagplaats 2 heeft enkel gesloten
zijwanden aan de kant van opslagplaats 1 en aan de kant van opslagplaats 3. Er is geen wand naar
buiten toe (boven en onder op de tekening). Er is dus in feite enkel een overkapping. Opslagplaatsen
1 2 3
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-17
1 en 3 worden beschouwd als een magazijn. Opslagplaats 2 wordt beschouwd als een open
opslagplaats, aangezien er 2 volledig open zijkanten zijn.
4. of
De wanden van de opslagplaats zijn volledig dicht, behalve langs 1 kant waar de wand volledig of
gedeeltelijk open is (van onder tot boven). Als de wanden voor 75% of meer gesloten zijn, dan betreft
het een magazijn. Er wordt gerekend met enkel een oneindig ventilatievoud. Als de wanden voor
minder dan 75% gesloten zijn, dan betreft het een open opslagplaats.
5. Drie opslagplaatsen liggen tegen elkaar. De tussenwanden zijn gesloten. De wanden van
opslagplaatsen 1 en 2 zijn volledig dicht. Opslagplaats 3 heeft 1 open zijkant.
Indien de tussenwanden tussen 1 en 2 en tussen 2 en 3 brandmuren zijn, dan zijn opslagplaatsen 1
en 2 een magazijn. Opslagplaats 3 is een magazijn of open opslagplaats, afhankelijk van het
percentage van de wanden dat open is. Zie vorig voorbeeld.
Als de tussenwanden geen brandmuren zijn, dan worden de tussenwanden weggedacht en wordt
het geheel behandeld zoals het vorig voorbeeld.
6. Drie opslagplaatsen liggen tegen elkaar en hebben gesloten
tussenwanden. De wanden van opslagplaatsen 1 en 2 zijn volledig dicht. Opslagplaats 3 heeft 3 open
zijwanden en is voorzien van een luifel.
Indien de tussenwanden tussen 1 en 2 en tussen 2 en 3 brandmuren zijn, dan zijn opslagplaatsen 1
en 2 een magazijn en 3 een open opslagplaats.
Als de tussenwanden geen brandmuren zijn, dan worden de tussenwand tussen de magazijnen 1 en
2 weggedacht en worden 1 en 2 samen als magazijn beschouwd. Opslagplaats 3 wordt beschouwd
als open opslagplaats. De wand tussen 2 en 3 wordt beschouwd als buitenwand omwille van de
luifel.
1 2 3
1 2 3
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-18
11.12.2 Voorbeelden voor de bepaling van het recirculatiegebied
Voorbeelden met bovenaanzicht
In de laatste kolom wordt telkens aangegeven of de constructie te beschouwen is als 1 aaneengesloten
geheel of als 2 afzonderlijke gebouwen voor het bepalen van het recirculatiegebied.
1.
2 afzonderlijke gebouwen
2.
1 aaneengesloten geheel
3.
1 aaneengesloten geheel
4.
1 aaneengesloten geheel
5.
Verbonden met bv. een deur.
2 afzonderlijke gebouwen
6.
Verbonden met luifel of dergelijke (enkel dak).
2 afzonderlijke gebouwen
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-19
11.13 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
Voor het uitwerken van de methodiek werd gesteund op (RIVM, 2009), (TNO, 2008), (HSE, 2013). Ook zijn er
case studies uitgevoerd door erkende VR-deskundigen. De resultaten hiervan zijn ook input geweest voor
het uitwerken van deze module.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die niet in
bovengenoemde studies aan bod kwamen of die wat extra verduidelijking vragen.
11.2 Toepassingsgebied
Onderscheid magazijn en open opslagplaats
Om het onderscheid te maken tussen magazijn en open opslagplaats gaat het hem om het feit of directe
pluimstijging verwacht wordt of niet en dus of toxische rookgassen moeten beschouwd worden of niet. Als
we direct pluimstijging verwachten, betreft het een open opslagplaats. Als we dat niet direct verwachten,
betreft het een magazijn.
Het beslissingsdiagram dat gebruikt wordt om het onderscheid te maken is onder andere gebaseerd op de
bepaling uit Vlarem II (dd. September 2014):
“Art. 5BIS.15.5.4.7.2. §1. Het opslaan van zeer licht ontvlambare, licht ontvlambare en ontvlambare
vloeistoffen in verplaatsbare recipiënten mag enkel geschieden op plaatsen daartoe bestemd, te
weten:
1° in open opslagplaatsen, zijnde ruimten in open lucht die voor maximum drie vierden van de omtrek
zijn gesloten, eventueel voorzien van een dak;
2° in gesloten opslagplaatsen, zijnde ruimten die voor meer dan drie vierden van de omtrek zijn
gesloten en voorzien zijn van een dak;
…”
Magazijn kleiner dan 20 m²
De effecten voor een magazijn kleiner dan 20 m² worden als verwaarloosbaar beschouwd (RIVM, 2015).
11.3.1 Warmtestraling
In Bijlage 6 van het KB staat een afstand vermeld tot waar de 15 kW/m2 komt. Deze bedraagt 16 m voor een
magazijn zonder Rf. Dit werd omgerekend naar 9,81 kW/m2 en dan afgerond naar 30 m. Deze waarde wordt
gebruikt om te bepalen wanneer het scenario warmtestraling kwantitatief moet bepaald worden.
11.4.2 (Vervolg)kans op een bepaald brandoppervlak
In Nederland (RIVM, 2009) is volgende opgenomen: “Bij een brandscenario waarbij de ventilatievoud 4 is,
bedraagt het brandoppervlak maximaal 300 m². Branden met een oppervlak groter dan 300 m² zijn namelijk
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-20
altijd zuurstofbeperkt, omdat de aanwezigheid en toevoer van zuurstof kleiner is dan de zuurstofbehoefte
van de brand.”
In Vlaanderen is beslist om dit niet mee te nemen, omdat in Vlaanderen de compartimenten niet zijn
gelimiteerd in oppervlakte (vb. magazijnen van 5000 m² komen hier wel voor) in tegenstelling tot in
Nederland waar compartimenten max. 2500 m² groot zijn. In Vlaanderen kan bijgevolg de bijbehorende
zuurstofaanwezigheid in de lucht voldoende zijn om toch een oppervlaktebeperkende brand te hebben bij
900 m² brandoppervlak.
11.4.3 Ventilatievoud
Ventilatievoud 4
In de richtlijnen CPR 15-2 en CPR 15-3 wordt ingegaan op het ventilatievoud van opslagen. Aanbevolen wordt
om in een opslaggebouw een ventilatievoud van 1 tot 4 te realiseren. Aangenomen wordt dat bij een brand
door de aanzuigende werking van het vuur het ventilatievoud 4 per uur bedraagt. Dit geldt voor een
standaardgebouw. (VROM, 1997)
Onbeperkt ventilatievoud
Bij brandbestrijdingssystemen met een rook- en warmteafvoerinstallatie (rookluiken) zoals bij een
automatische hi-ex outside air installatie (4) en bedrijfsbrandweer met binnenaanval (7) wordt enkel
gerekend met een onbeperkt ventilatievoud. De reden hiervoor is dat in geval van brand lucht (zuurstof) vrij
kan toestromen. Immers, volgens (VROM, 1997)
− (4) Hi-ex outside installatie: een hi-ex-installatie blust de brand met high-expansion schuim. Dit houdt
in dat voor een goede bluswerking de rookluiken geopend moeten zijn en er een onbeperkte zuurstof
toevoer naar de brand is. Dit is in tegenstelling met een hi-ex inside installatie (5) waarbij geen rook-
en warmteafvoerinstallatie aanwezig is.
− (7) Binnenaanval: bij inzet van de brandweer dienen de rookluiken geopend te zijn. De ventilatie is
dan onbeperkt.
Automatische blusgasinstallatie
Volgens BEVI (RIVM, 2015) wordt voor het blusgassysteem aangegeven dat de volgende scenario's
meegenomen moeten worden:
− brandoppervlak 20 m², vervolgkans 99%;
− brandoppervlak 300 m², vervolgkans 0,5%;
− brandoppervlak 900 m², vervolgkans 0,5%.
Tabel 61 van BEVI geeft de bijhorende ventilatievouden en branddeuren. Voor het blusgassysteem (systeem
1.3) wordt het 20 m² en het 300 m² alleen gekoppeld aan een ventialtievoud van 4 (deuren dicht) en het 900
m2 scenario alleen aan een ventilatievoud van oneindig (deuren open). Voor dit systeem hoeft dan ook geen
verdeling over de situatie van deuren open en dicht te worden gemaakt. Dit i.t.t de vervolgscenario's
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-21
waarvoor ieder brandoppervlak zowel een ventilatievoud van 4 (deuren dicht) en ventilatievoud oneindig
(deuren open).
De uiteindelijke scenario’s volgens BEVI zijn
− brandoppervlak 20 m², vervolgkans 99%, ventilatievoud 4, brandduur 5 minuten;
− brandoppervlak 300 m², vervolgkans 0,5% ventilatievoud 4, brandduur 30 minuten;
− brandoppervlak 900 m², vervolgkans 0,5% ventilatievoud oneindig, brandduur 30 minuten.
In deze optiek moet de kans op het niet sluiten van de deuren voor het blusgassysteem niet meer worden
meegenomen omdat deze al verwerkt is in de standaard vervolgkans van 0,5% op een brandoppervlakte van
900 m² (en oneindig ventilatievoud). Dit is gebaseerd op de eerdere TNO-rapporten (1991 en 1997) die als
basis hebben gediend voor de scenario beschrijving. Daarnaast geeft het wel meenemen van de kans op het
niet sluiten van de deuren combinaties die niet logisch zijn, zoals het scenario met een brandoppervlakte van
20 m² (het blusgassysteem functioneert) gecombineerd met open deuren (een conditie waar het systeem
niet werkt).
Het Team EV heeft beslist om deze installatie overeenkomstig te behandelen, weliswaar met behoud van de
brandduur van 30 minuten voor alle scenario’s.
Magazijn zonder specifiek brandbestrijdingssysteem (10)
Bij magazijnen zonder een specifiek brandbestrijdingssysteem (10) kan met ventilatievoud 4 en oneindig
gerekend worden, op voorwaarde dat wordt aangetoond dat het magazijn volledig kan afgesloten worden
en dit ook zo blijft tijdens de brand. Dit volgt uit (RIVM, 2015): “Indien aannemelijk kan worden gemaakt dat
de ventilatieomstandigheden door bijvoorbeeld speciale voorzieningen afwijken van de volgens Tabel 60 te
hanteren ventilatievouden, mogen afwijkende (lagere) ventilatievouden worden gehanteerd. Indien een
opslagvoorziening onder beschermingsniveau 3 bijvoorbeeld niet in directe verbinding staat met de
buitenlucht en de deuren bij brand automatisch zelf sluiten, moet met een ventilatievoud 4 en ∞ worden
gerekend (in plaats van alleen ∞).”
Faalkans operationele elementen
De faalkans voor de operationele elementen is een gezamenlijke kans voor alle elementen samen. Vroeger
werd een faalkans per type deur gegeven, maar dit leidde tot de veronderstelling dat de kans per element of
achtereenvolgens moest of kon toegepast worden, hetgeen niet het geval is.
Om de kans van 0,02 te mogen gebruiken moeten alle operationele elementen (deuren, rookluiken, poorten,
ventilatieroosters) automatisch zelf sluiten (vandaar de “én” in de eerste zin). Als er 1 (of meer) elementen
handbediend zijn, wordt overgegaan op de kans van 0,1 (vandaar de “of” in de tweede zin). Er wordt niet
gekeken naar niet-operationele elementen, zoals bv. vluchtdeuren.
Indien de rookluiken automatisch open gaan bij brand (wat in vele gevallen de normale werking zal zijn),
komt de faalkans van 0,02 overeen met het afgesloten zijn en dus ventilatievoud 4. Het onbeperkt
ventilatievoud komt dan overeen met een kans 0,98. Lichtjes conservatief kan er dan voor de eenvoud van
uitgegaan worden dat het ventilatievoud altijd onbeperkt is.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-22
11.5 Warmtestraling
Voor de berekening van warmtestraling wordt uitgegaan van een plasbrand over de volledige oppervlakte
van het magazijn. Dit impliceert dat het brandblussysteem volledig heeft gefaald. Daarom wordt voor het
scenario warmtestraling de initiële brandfrequentie gecorrigeerd met de vervolgkansen op een bepaald
brandoppervlak. Deze werkwijze is afgesproken in overleg met de erkende VR-deskundigen (LNE, 2013).
11.6.2 Brandsnelheid
Brandsnelheden specifieke producten
De waarden voor de ontvlambare vloeistofen komen uit (RIVM, 2009) en voor de peroxiden en spuitbussen
uit (TNO, 2008). Voor pyrofore stoffen werden geen waarden gevonden in de literatuur. Deze werden
gelijkgesteld aan deze voor de ontvlambare vloeistoffen.
11.6.3 Oneindig ventilatievoud
Er wordt geen rekening gehouden met de groei van het brandoppervlak of de brandsnelheid in de tijd.
11.6.4 Eindig ventilatievoud
Negatief omslagpunt
Een negatief omslagpunt is het gevolg van een negatieve benodigde hoeveelheid zuurstof voor de
verbranding van de opgeslagen stoffen (Z0) en betekent dat er sowieso genoeg zuurstof in het magazijn
aanwezig is. Dit heeft als gevolg dat er nooit een zuurstofbeperkte brand is en dat het altijd onbeperkt
ventilatievoud betreft. Enkel het scenario horende bij het omslagpunt valt dan weg . De andere scenario’s
(met onbeperkt ventilatievoud) zijn wel door te rekenen.
11.7.2 Bronterm
De bronterm toxisch onverbrand product wordt bepaald enerzijds voor de toxische vloeistoffen en poeders
en anderzijds voor de toxische granulaten, hetgeen betekent dat als beide groepen (vloeistoffen en poeders
enerzijds en granulaten anderzijds) aanwezig zijn, 2 brontermen bepaald moeten worden, waarbij Sf, massa%
en Actief%tox telkens bepaald wordt voor de betreffende groep. Deze werkwijze is afgesproken met de
erkende VR-deskundigen.
Ter info: deze werkwijze is niet hetzelfde als hetgeen in Nederland wordt toegepast, zijnde een
gewichtsgemiddelde survivalfractie nemen als beide samen aanwezig zijn.
11.9.1 Opmenging in de lijwervel
In overleg met de erkende VR-deskundigen werd besloten dat het toepassen van het recirculatiegebied niet
realistisch is voor de verladingen die gebeuren aan de magazijnen.
11.9.3 Pluimstijging
In overleg met de erkende VR-deskundigen werd besloten om voor magazijnbrand pluimstijging in rekening
te brengen en hiervoor gebruikt te maken van de formules van (HSE, 2013).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-1
MODULE 12. OPEN OPSLAGPLAATSEN EN OPSLAGCONTAINERS
Deze module behandelt de manier waarop met open opslagplaatsen en opslagcontainers moet omgegaan
worden in de QRA, evenals het falen van stukgoed tijdens stukgoedbehandeling buiten een magazijn. Eerst
en vooral wordt het toepassingsgebied afgebakend. Vervolgens wordt voor open opslagplaatsen en
opslagcontainers afzonderlijk verduidelijkt welke scenario’s moeten meegenomen worden. Daarna worden
de faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering besproken.
12.1 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing op open opslagplaatsen en opslagcontainers. Om te bepalen of de
beschouwde opslagplaats voldoet aan de definitie van een open opslagplaats of een opslagcontainer wordt
het beslissingsdiagram uit §11.2 toegepast.
Daarnaast valt ook het falen van stukgoed tijdens stukgoedbehandeling buiten een magazijn onder deze
module.
12.2 OPEN OPSLAGPLAATSEN
12.2.1 Scenario’s
Bij open opslagplaatsen wordt het falen van stukgoed tijdens de opslag en stukgoedbehandeling steeds
beschouwd. Voor de scenariobepaling van de stukgoederen wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit
Tabel 12-1. Hier worden alle generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.
In het geval dat op de open opslagplaats ontvlambare vloeistoffen kunnen gestockeerd worden, wordt
bijkomend het scenario beschouwd waarbij een plasbrand ten gevolge van faling van één stukgoed tijdens
opslag aanleiding geeft tot faling van de andere stukgoederen op deze opslagplaats. De vervolggebeurtenis
plasbrand wordt voor stukgoedopslag bijgevolg opgedeeld in twee deelscenario’s:
− Deelscenario 1: een scenario waarbij een plasbrand ten gevolge van falen van één stukgoed
aanleiding geeft tot falen van de andere stukgoederen op de opslagplaats met een plasbrand over
de volledige oppervlakte van de opslagplaats tot gevolg;
− Deelscenario 2: een scenario waarbij een plasbrand ten gevolge van falen van één stukgoed geen
aanleiding geeft tot falen van de andere stukgoederen op de opslagplaats waardoor de plas (en
plasbrand) beperkt blijft in oppervlakte.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-2
12.2.2 Faalwijzen en faalfrequenties
Tabel 12-1 geeft een overzicht van de faalfrequenties voor stukgoedopslag en -behandeling bij open
opslagplaatsen. Indien meerdere stukgoederen op een pallet mogelijk zijn, dienen beide faalwijzen voor
stukgoedbehandeling meegenomen te worden. Voor de kansen op vervolggebeurtenissen wordt verwezen
naar Module 14.
Tabel 12-1: Faalfrequenties voor stukgoedopslag en -behandeling
Faalwijze
Faalfrequentie
Stukgoedopslag
[/stukgoedjaar]
Stukgoedbehandeling
[/stukgoedbehandeling]
Eén stukgoed faalt 2,5 10-5 2,5 10-5
Alle stukgoederen op een pallet falen - 2,5 10-6
Bij een open opslagplaats met ontvlambare vloeistoffen wordt voor het bepalen van de frequentie voor de
vervolggebeurtenis plasbrand voor stukgoedopslag uitgegaan van de opgegeven faalfrequentie voor
stukgoedopslag (Tabel 12-1). Deze frequentie wordt verdeeld over deelscenario 1 (20%) en deelscenario 2
(80%).
De scenariofrequentie voor de verschillende deelscenario’s voor plasbrand op een open opslagplaats met
ontvlambare vloeistoffen wordt als volgt bepaald. De faalfrequentie voor stukgoedopslag wordt
vermenigvuldigd met de vervolgkans op een plasbrand over respectievelijk de volledige oppervlakte van de
opslagplaats (deelscenario 1) of een beperkte oppervlakte (deelscenario 2), met het maximaal aantal
stukgoederen behorende tot groep 1 (zie §14.4.1) (mogelijk aanwezig op de opslagplaats) (#groep_1) en met
de overeenkomstige kans op plasbrand (Pplasbrand_groep_1) (zie §14.4.7). Dit wordt dus
− Voor deelscenario 1
2,5 ∙ 10−5 ∙ 0,2 ∙ #𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1 ∙ 𝑃𝑝𝑙𝑎𝑠𝑏𝑟𝑎𝑛𝑑_𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1
− Voor deelscenario 2
2,5 ∙ 10−5 ∙ 0,8 ∙ #𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1 ∙ 𝑃𝑝𝑙𝑎𝑠𝑏𝑟𝑎𝑛𝑑_𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1
12.2.3 Modellering
De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en
effectberekeningen, worden later in Module 15 tot en met Module 21 beschreven. Voor modellering van
open opslagplaatsen zijn hieronder een aantal specifieke veronderstellingen weergegeven.
Voor de modellering van stukgoedopslag en -behandeling wordt uitgegaan van volgende aannames:
− De plasoppervlakte wordt bepaald aan de hand van Module 16;
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-3
− Voor de berekening van dispersie bij het falen van het stukgoed is het niet toegestaan om recirculatie
(opmenging in de lijwervel) toe te passen, noch voor stukgoedopslag, noch voor
stukgoedbehandeling;
− De beschermende werking van muren wordt niet in rekening gebracht.
Voor een open opslagplaats met ontvlambare vloeistoffen wordt voor deelscenario 1 uitgegaan van volgende
veronderstellingen:
− Het brandoppervlak wordt gelijkgesteld aan de oppervlakte van de opslagplaats, tenzij kan
aangetoond worden dat een bepaald deel niet in de brand betrokken kan geraken;
− Er wordt gerekend met een referentieproduct dat qua (brand)eigenschappen overeenstemt met de
eigenschappen van de aanwezige stoffen.
12.3 OPSLAGCONTAINERS
Bij opslagcontainers wordt het falen van stukgoed tijdens de opslag en stukgoedbehandeling steeds
beschouwd en dit per opslagcontainer. Voor de scenariobepaling van de stukgoederen wordt uitgegaan van
de generieke faalwijzen uit Tabel 12-1. Hier worden alle generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan
gekoppeld.
Voor ontvlambare vloeistoffen wordt ook hier de vervolggebeurtenis plasbrand voor stukgoedopslag
opgedeeld in twee deelscenario’s. Dezelfde werkwijze als voor open opslagplaatsen is van toepassing.
Bij het uitwerken van de scenario’s kan rekening gehouden worden met de aanwezige lekbakken. Indien de
inhoud van de lekbak voldoende is om de vrijgezette hoeveelheid op te vangen, dan kan aangenomen worden
dat de oppervlakte van de plas beperkt wordt tot de oppervlakte van de lekbak. Indien de inhoud van de
lekbak onvoldoende is om de vrijgezette hoeveelheid op te vangen, dan kan voor de modellering uitgegaan
worden van een scenario waarbij de lekbak eerst gevuld wordt en de rest van de vloeistof zich daarna
verspreidt binnen de container. De plasoppervlakte wordt beperkt tot de oppervlakte van de container.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-4
12.4 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Dec. ‘13 1.0 1e versie
Okt. ‘14 2.0 Aanpassing n.a.v. Q&A 14/01 (die hiermee komt te vervallen) m.b.t. het verschil
tussen magazijnen en open opslagplaatsen; bijkomend scenario
Maart ‘17 3.0 Aanpassing n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen
April ‘17 3.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 4.0 Verwerking Q&A 18/05 omtrent toepassingsgebied
Toevoeging opslagcontainers
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-5
12.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
12.6.1 Open opslagplaatsen
12.6.1.1 Bepaling faalfrequenties voor stukgoedopslag en –behandeling
De faalfrequenties voor stukgoedopslag en –behandeling werden bekomen uit praktijkgegevens van
verschillende Vlaamse Seveso-inrichtingen (SGS, 2007). De gegevens waarop de faalfrequenties gebaseerd
zijn, worden in Tabel 12-2 weergegeven.
Tabel 12-2: Overzicht gegevens Vlaamse Seveso-inrichtingen
Bedrijf Productie/
opslag Periode
Aantal
jaren
Stukgoedopslag Stukgoedbehandeling
Aantal
falingen
Populatie
(stukgoedjaren)
Aantal
falingen
Populatie
(stukgoed-
behandelingen)
1 Opslag 1993-
2005 13 1 1.040.000 25 2.860.000
2 Proces 2005-
2006 2 16 132.354 12 529.416
3 Opslag 2002-
2006 5 0 -* 26 108.000
4 Opslag 2004-
2006 3 0 -* 7 15.000
5 Proces 2003-
2006 4 15 29.665 23 88.995
6 Proces 1995-
2005 11 3 75.342 5 150.683
Totaal 35 1.277.361 98 3.752.094
Faalfrequentie 2,74 10-5
[/stukgoedjaar]
2,64 10-5
[/stukgoedbehandeling]
99%-betrouwbaarheidsinterval 1,72 10-5 – 4,18 10-5
[/stukgoedjaar]
1,98 10-5 – 3,38 10-5
[/stukgoedbehandeling]
* geen gegevens m.b.t. stukgoedopslag beschikbaar
Uit de praktijkgegevens kon inzicht verkregen worden in de verdeling van de faaloorzaken en de vrijgestelde
hoeveelheid product. In Tabel 12-3 wordt dit weergegeven voor stukgoedbehandeling en –opslag.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-6
Tabel 12-3: Faaloorzaken stukgoedbehandeling en –opslag
Stukgoedbehandeling Stukgoedopslag
Faaloorzaak Percentage Faaloorzaak Percentage
Doorprikken/aanrijden 31% Lekkende kraan of dichting 42%
Vallen 29% Vallen 13%
Lekkende kraan of dichting 9% Mechanische belasting 13%
Nagel (op pallet of
vrachtwagenvloer) 9% Hitte 3%
Onbekend 23% Onbekend 29%
Tevens kon uit de praktijkgegevens een verdeling gemaakt worden van de vrijgestelde hoeveelheid product.
Dit wordt weergegeven in Tabel 12-4.
Tabel 12-4: Vrijzetting bij falen van stukgoed
Stukgoedbehandeling Stukgoedopslag
Vrijzetting Percentage Vrijzetting Percentage
< 100 kg of liter 51% < 100 kg of liter 65%
> 100 kg of liter 40% > 100 kg of liter 19%
Onbekend 9% Onbekend 16%
Indien de verdeling van de gekende vrijgezette hoeveelheden toegepast wordt op de falingen waar geen
vrijgezette hoeveelheid van gekend is, kan de verdeling van de vrijgezette hoeveelheid bepaald worden voor
stukgoedbehandeling en –opslag (Tabel 12-5).
Tabel 12-5: Verdeling vrijgezette hoeveelheid bij stukgoed
Stukgoedbehandeling Stukgoedopslag
Vrijzetting Percentage Vrijzetting Percentage
≤ 100 kg of liter 56% ≤ 100 kg of liter 77%
> 100 kg of liter 44% > 100 kg of liter 23%
In (CPR15) wordt als faalfrequentie voor het gelijktijdig falen van twee vaten een tien maal lagere
faalfrequentie gehanteerd dan voor het falen van één vat.
12.6.1.2 Deelscenario’s voor plasbrand
Aangezien bij het vervolgscenario plasbrand de mogelijkheid bestaat dat de brand van 1 stukgoed leidt tot
het branden van alle stukgoederen, wordt dit scenario verder opgesplitst in 2 deelscenario’s, een waarbij de
hele oppervlakte brandt en een waarbij enkel de oppervlakte bepaald door de inhoud van 1 stukgoed brandt.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-7
Het extra scenario is enkel van toepassing bij stukgoedopslag en niet bij stukgoedbehandeling, omdat er
vanuit gegaan wordt dat bij stukgoedbehandeling (quasi) onmiddellijk kan ingegrepen worden doordat er
personen aanwezig zijn.
Enkel het scenario plasbrand wordt opgesplitst. De andere scenario’s worden niet geacht te leiden tot het
falen van alle stukgoederen in het magazijn en worden uitgewerkt uitgaande van 1 stukgoed dat faalt.
De verdeling van de faalfrequentie over de 2 deelscenario’s van plasbrand is gebaseerd op de vervolgkansen
voor “brandbestrijdingssysteem” nr. 10 uit Tabel 11-2, waarbij er vanuit gegaan wordt dat een plasbrand
over de volledige oppervlakte enkel kan optreden indien het interventiesysteem niet succesvol is.
Deelscenario plasbrand Faalfrequentie [/jaar]
Deelscenario 1 – plasbrand over volledige oppervlakte 0,2 . 2,5 10-5 = 5,0 10-6
Deelscenario 2 – plasbrand over beperkte oppervlakte 0,8 . 2,5 10-5 = 2,0 10-5
12.6.1.3 Besluit – Generieke faalfrequenties
Voor stukgoedopslag en stukgoedbehandeling wordt op basis van Tabel 12-2 (afgerond) een faalfrequentie
van respectievelijk 2,5.10-5 per stukgoedjaar en per stukgoedbehandeling verkregen. Voor
stukgoedbehandeling geldt deze faalfrequentie enkel indien 1 stukgoed faalt. De faalfrequentie voor
stukgoedbehandeling waarbij alle stukgoederen op een pallet falen, bedraagt 10 keer minder dan die voor 1
stukgoed dat faalt.
Voor ontvlambare vloeistoffen wordt bijkomend rekening gehouden met het feit dat een plasbrand over de
volledige oppervlakte kan ontstaan.
12.6.2 Opslagcontainers
Omdat voor opslagcontainers geen specifieke cijfers bekend zijn, wordt uitgegaan van de faalwijzen en
faalfrequenties voor de open opslagplaatsen, aangezien het falen van een opslagcontainer hier het best bij
lijkt aan te sluiten.
Er worden geen scenario’s zoals magazijnbrand beschouwd.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-1
MODULE 13. GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN
Deze module behandelt de mogelijke gevolgbeperkende maatregelen, zowel passieve als actieve. Er wordt
aangegeven welke maatregelen in de QRA in rekening kunnen gebracht worden en op welke manier dit dient
te gebeuren. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§13.4).
13.1 PASSIEVE GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN
Passieve gevolgbeperkende maatregelen zijn maatregelen die al aanwezig zijn vooraleer de vrijzetting
plaatsvindt en waarbij geen activatie nodig is, m.a.w. de aanwezigheid op zich bewerkstelligt de uitoefening
van de functie. Voor de kwantitatieve risicoanalyse wordt het falen van dergelijke maatregelen niet
beschouwd. Een typische passieve maatregel is een constructie zoals inkuipingen.
13.2 ACTIEVE GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN
13.2.1 Faalkansen en reactietijden
Indien actieve gevolgbeperkende maatregelen, maatregelen die moeten geactiveerd worden bij het
optreden van een vrijzetting, in rekening worden gebracht in de kwantitatieve risicoanalyse, dient ook steeds
het scenario beschouwd te worden dat uitgaat van het falen van deze maatregelen.
Richtwaarden voor de kans op falen en voor de reactietijd van enkele gevolgbeperkende maatregelen zijn
samengebracht in Tabel 13-1, waarbij in de volgende paragrafen meer toelichting gegeven wordt. Voor de
kwantitatieve risicoanalyse wordt evenwel bij voorkeur uitgegaan van de feitelijke situatie. De algemene
procedure uit §13.2.6 kan daarbij toegepast worden om de faalkans en reactietijd te bepalen.
Er dient tevens rekening mee gehouden te worden dat de effectiviteit van een gevolgbeperkende maatregel
afhankelijk kan zijn van het vrijzettingsscenario. Kleine lekken kunnen vaak moeilijk of niet gedetecteerd
worden binnen een redelijke tijdspanne, wat de effectiviteit van bv. een inbloksysteem teniet kan doen
(althans in het kader van de veiligheidsrapportage).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-2
Tabel 13-1: Faalkansen en reactietijden gevolgbeperkende maatregelen
Systeem Faalkans per
aanspraak Reactietijd [s]
Inbloksysteem Automatisch 0,1 - 0,001 120
Semi-automatisch 0,1 - 0,01 600
Doorstroombegrenzer
Uitstroomdebiet ≤ instelwaarde 1 -
Instelwaarde < uitstroomdebiet
≤ 1,2 × instelwaarde 0,12
5 Uitstroomdebiet > 1,2 ×
instelwaarde 0,06
Terugslagklep Regelmatig getest 0,06 5
Ingrijpen operator bij
verladen Voorwaarden, zie §13.2.5 0,1 120
Overige gevolgbeperkende
maatregelen Zie §13.2.6
Te bepalen
(≥ 0,001) Te bepalen
Bij de modellering dient rekening gehouden te worden met de hoeveelheid product die zich in de leidingen
en installatieonderdelen bevindt en na het sluiten van de kleppen nog kan vrijkomen.
Indien meerdere actieve gevolgbeperkende maatregelen aanwezig zijn, moet de kans op het falen van het
gezamenlijke systeem bepaald worden. De nodige aandacht moet daarbij besteed worden aan het mogelijke
optreden van “common cause failures”. De globale faalkans van het veiligheidssysteem mag echter nooit
kleiner zijn dan 0,001 per aanspraak.
13.2.2 Inbloksystemen
Voor het meenemen van de werking van een inbloksysteem in de risicoanalyse moet voldaan worden aan de
volgende voorwaarden:
− Er moet een automatisch detectiesysteem aanwezig zijn, dat leidt tot een alarm in de controlekamer
of een automatische aansturing van de inblokafsluiters. Een voorbeeld hiervan is een
gasdetectiesysteem met monitors van voldoende gevoeligheid en voldoende detectiepunten. De
controlekamer moet continu bemand zijn;
− Het systeem moet regelmatig getest worden.
Voor een kwantitatieve risicoanalyse wordt bij voorkeur uitgegaan van de feitelijke situatie (of van de
geplande situatie bij nieuwe installaties). De bepaling van de faalkans kan gebeuren in overeenstemming
met internationaal erkende normen (IEC61508, 2009), (IEC61511, 2009).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-3
In een eerste benadering kunnen volgende richtwaarden voor de faalkans van een volledig automatisch
systeem gehanteerd worden:
− Enkelvoudig systeem: 0,1;
− Redundant systeem (meervoudig systeem): 0,01;
− Diversitair redundant systeem (meervoudig systeem gebruik makend van verschillende fysische of
technische uitvoeringen): 0,001.
Indien geen specifieke informatie beschikbaar is, dient de bovengrens van het opgegeven bereik gebruikt te
worden.
In het veiligheidsdocument dient een duidelijke beschrijving opgenomen te worden van het detectiesysteem
teneinde de keuze van de faalkans en de reactietijd van het inbloksysteem te rechtvaardigen.
13.2.3 Doorstroombegrenzer
De werking van de doorstroombegrenzer is afhankelijk van de verhouding tussen het berekende
uitstroomdebiet en de instelwaarde van de doorstroombegrenzer.
13.2.4 Terugslagklep
Een terugslagklep is in het algemeen weinig betrouwbaar. Indien deze niet regelmatig getest wordt, wordt
de terugslagklep niet meegenomen in een kwantitatieve risicoanalyse.
13.2.5 Ingrijpen door operator bij verladen
Bij verlading is vaak een operator ter plaatse aanwezig die toezicht houdt op het proces en met behulp van
een noodstopvoorziening een afsluiter kan bedienen. Het ingrijpen van een operator bij de verlading kan
worden meegenomen in de kwantitatieve risicoanalyse, mits voldaan wordt aan de volgende voorwaarden:
1. De ter plaatse aanwezige operator heeft van het begin tot en met het einde van de verlading degelijk
zicht op de verlading en de verlaadinstallatie.
2. Het ter plaatse aanwezig zijn van de operator wordt geborgd door een voorziening zoals een
dodemansknop of door een procedure in het veiligheidsbeheerssysteem en wordt tijdens inspecties
gecontroleerd.
3. Het inschakelen van de noodstopvoorziening door de aanwezige operator in het geval van een
lekkage tijdens de verlading is vastgelegd in een procedure.
4. De ter plaatse aanwezige operator is voldoende opgeleid en is tevens bekend met de geldende
procedures.
5. De noodstopvoorziening is volgens geldende normen gepositioneerd, zodanig dat er in korte tijd
ongeacht de uitstroomrichting een noodknop bediend kan worden.
De aanwezigheid van een noodstopvoorziening kan niet als bijkomende maatregel meegenomen worden in
de berekeningen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-4
Het ingrijpen van een operator bij verladen wordt enkel in rekening gebracht voor de verlaadarm of –flexibel
en niet voor de leidingen.
13.2.6 Overige gevolgbeperkende maatregelen
Verschillende andere gevolgbeperkende maatregelen kunnen zijn aangebracht om de gevolgen van een
ongewenste vrijzetting zoveel mogelijk te beperken. Deze kunnen in de kwantitatieve risicoanalyse
gehonoreerd worden op voorwaarde dat de effectiviteit van het systeem wordt aangetoond met
bijvoorbeeld testen.
Opname van het effect van een gevolgbeperkende maatregel in de kwantitatieve risicoanalyse gebeurt als
volgt:
1. Bepaal de reactietijd van het systeem, treact;
2. Bepaal de effectiviteit van het systeem;
3. Stel de bronterm voor de tijdsperiode 0 tot treact gelijk aan de bronterm zonder gebruik van de
gevolgbeperkende maatregel;
4. Corrigeer de bronterm in de tijdsperiode volgend op treact voor de effectiviteit van de
gevolgbeperkende maatregel;
5. Verdisconteer de kans van falen op aanspraak van de gevolgbeperkende maatregel. Deze kans moet
berekend worden met methodes als een foutenboomanalyse of een code van goede praktijk (bv.
(IEC61508, 2009), (IEC61511, 2009)). Een standaard waarde is 0,1 per aanspraak;
6. De faalkans van de maatregel die gebruikt wordt in de kwantitatieve risicoanalyse, mag niet kleiner
zijn dan 0,001.
13.3 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Toevoegen van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-5
13.4 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
Voor de faalkansen en reactietijden gevolgbeperkende maatregelen wordt uitgegegaan van de faalkansen
uit (RIVM, 2008). In dit handboek zijn verder de inzichten uit (Sertius , 2009) overgenomen en wordt
aangeraden om de faalkansen te baseren op specifieke gegevens, bv. op basis van (IEC61508, 2009) en
(IEC61511, 2009).
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
13.1 Passieve gevolgbeperkende maatregelen
Over het al dan niet laten falen van passieve gevolgbeperkende maatregelen is veel gediscussieerd geweest,
vooral in vergelijking met het al dan niet laten falen van de buitenste houder van een double of full
containment tank. Het Team EV heeft uiteindelijk beslist om het niet laten falen van de inkuiping in stand te
houden, hoewel het een feit is dat een inkuiping wel kan falen. De reden hiervoor is dat inkuipingen tot nu
toe ook steeds en door iedereen op deze manier werden behandeld en dat dit te veel en te grote
veranderingen in de bestaande risicobeelden zou opleveren met overschrijdingen van de risicocriteria tot
gevolg. De inkuipingsmuur staat ook verder van de tanks af dan de buitenste houder van een double of full
containment tank, waardoor de krachten op de inkuipingsmuur bij falen van de tank veel kleiner zullen zijn
dan deze bij een double of full containment tank. Hierdoor lijkt het alleszins aannemelijk om een onderscheid
te maken tussen een inkuiping enerzijds en een double en full containment tank anderzijds.
13.2.5 Ingrijpen door operator bij verladen
In de oorspronkelijke tekst (RIVM, 2015; LNE, 2009) stond als extra voorwaarde bij nr. 1: “In het bijzonder zit
de operator tijdens de verlading niet in de cabine van de tankwagen of binnen in een gebouw”. Het Team
externe veiligheid heeft echter beslist om “binnen in een gebouw” wel toe te laten op voorwaarde dat de
operator een goed zicht heeft op de verlading en kan ingrijpen.
De aanwezigheid van een noodstopvoorziening kan niet als bijkomende maatregel meegenomen worden in
de berekeningen. Met andere woorden, je kan niet én “ingrijpen operator” én “noodstop” in rekening
brengen. Het ingrijpen van de operator veronderstelt immers dat er een noodstop is. Dat is dus als 1 geheel
te beschouwen.
Het ingrijpen van een operator bij verladen wordt enkel in rekening gebracht voor de verlaadarm of –flexibel
en niet voor de leidingen. Dit was een discussiepunt tijdens de uitvoering van (Protec Engineering, 2015a).
In de stuurgroep was er geen consensus omtrent een specifieke werkwijze, behalve dan dat er steeds een
grondige motivatie dient gegeven te worden voor het bepalen van de faalkans en de reactietijd. Het Team
EV heeft hier beslist om dit niet in rekening te brengen voor leidingen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-1
MODULE 14. VERVOLGGEBEURTENISSEN
Deze module geeft een overzicht van de mogelijke vervolggebeurtenissen en de bijhorende fenomenen en
kansen bij een vrijzetting van gevaarlijke stoffen. In dit overzicht wordt onderscheid gemaakt tussen stoffen
onder druk, stoffen met ontvlambaar karakter zonder toxisch karakter, stoffen met toxisch karakter zonder
ontvlambaar karakter, stoffen met zowel toxisch als ontvlambaar karakter, zuurstof en ontplofbare stoffen.
Voor elke installatie en faalwijze moet aan de hand van de hieronder gegeven beschrijvingen en rekening
houdend met de stoffen die hierin mogelijks aanwezig kunnen zijn, nagegaan worden welke fenomenen
moeten beschouwd worden. De wijze waarop de fenomenen in kwestie in de QRA moeten uitgerekend
worden, wordt beschreven in Module 18 betreffende overdruk, Module 19 betreffende thermische straling
en direct vlamcontact, Module 20 betreffende intoxicatie en Module 21 betreffende andere effecten.
Deze module doet geen uitspraak over de relevantie van de scenario’s in hun geheel voor het externe
mensrisicobeeld. Soms kan een bepaald scenario verwaarloosd worden t.o.v. andere scenario’s voor wat
betreft zijn bijdrage aan het externe mensrisico. In voorkomend geval moet de erkende deskundige in het
veiligheidsdocument het verwaarloosbare karakter van het scenario motiveren.
De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§14.11).
14.1 SYMBOLEN
PD [-] Kans op directe ontsteking
PE [-] Kans op explosie, gegeven ontsteking
PV [-] Kans op vertraagde ontsteking
14.2 TOEPASSINGSGEBIED
Deze module is van toepassing bij de vrijzetting van één van volgende stoffen, volgens de definities uit de
CLP-verordening:
− Inhalatoir acuut toxische stoffen van categorie 1, 2 of 3;
− Ontvlambare gassen van categorie 1 of 2;
− Ontvlambare vloeistoffen van categorie 1, 2 of 3;
− Zuurstof;
− Ontplofbare stoffen.
De indeling van de ontvlambare stoffen in categorieën is gebaseerd op het vlampunt en het kookpunt. Voor
(groepen van) stoffen met een bereik voor het vlampunt of het kookpunt gebeurt de indeling aan de hand
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-2
van de laagste waarde uit het bereik. Bv. diesel met een vlampuntbereik van 55°C tot 75°C wordt beschouwd
als een ontvlambare vloeistof van categorie 3.
14.3 STOFFEN ONDER DRUK
In dit deel komen de fenomenen aan bod die gekoppeld zijn aan het feit dat de gevaarlijke stof onder druk
opgesloten zit. De optredende fenomenen houden verband met deze werkconditie, en niet met de
intrinsieke gevaarseigenschappen van de stof. De beschouwde fenomenen treden bijgevolg altijd op, door
het feit van de vrijzetting op zich, onafhankelijk van wat er met de stof na vrijzetting gebeurt.
14.3.1 BLEVE
BLEVE wordt in beschouwing genomen bij een instantane vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen. De
exacte voorwaarden zijn beschreven in §18.3. Daar is ook aangegeven dat een onderscheid gemaakt wordt
tussen een thermisch geïnduceerde BLEVE en een niet thermisch geïnduceerde BLEVE en dat de faalcondities
hiervan afhankelijk zijn. In de QRA wordt de keuze voor het type BLEVE gebaseerd op het type installatie.
− Voor een ondergrondse en een ingeterpte installatie wordt enkel een niet thermisch geïnduceerde
BLEVE beschouwd, omdat mag aangenomen worden dat deze op passieve wijze altijd voldoende
beschermd is tegen een externe warmtestraling, ongeacht de intensiteit en de duur van de
warmtestraling.
− Bij een bovengrondse installatie wordt uitgegaan van een thermisch geïnduceerde BLEVE. In zeer
specifieke gevallen en indien voldoende adequate maatregelen aanwezig zijn, kan (deels) een niet-
thermisch geïnduceerde BLEVE verondersteld worden. Dit wordt dan in het veiligheidsdocument
grondig gemotiveerd. De vervolgkans voor BLEVE is 1, en dit zowel voor een thermisch geïnduceerde
BLEVE als voor een niet thermisch geïnduceerde BLEVE.
14.3.2 Fysische explosie
Een fysische explosie doet zich voor bij de instantane vrijzetting van een samengedrukt gas.
De vervolgkans voor deze gebeurtenis is 1.
14.4 ONTVLAMBARE STOFFEN
In dit deel worden de fenomenen geschetst die gekoppeld zijn aan het ontvlambare karakter van de
vrijgezette stof. Hierbij worden enkel zuiver ontvlambare stoffen (zonder toxische eigenschappen)
beschouwd. In §14.6 wordt toegelicht hoe moet omgegaan worden met ontvlambare stoffen die ook toxisch
zijn.
Er wordt onderscheid gemaakt tussen
− Tot vloeistof verdichte gassen;
− Tot vloeistof gekoelde gassen;
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-3
− Samengedrukte gassen;
− Vloeistoffen boven het kookpunt;
− Vloeistoffen onder het kookpunt.
Per type stof wordt aangegeven welke fenomenen in de QRA moeten meegenomen worden en met welke
kansen. Deze zijn afgeleid van de generieke gebeurtenissenboom en de generieke vervolgkansen PD, PV en
PE die beschreven zijn in bijlage (§14.11). De kansen zijn afhankelijk van het vrijzettingsdebiet bij continue
vrijzettingen en van de vrijzettingshoeveelheid bij instantane vrijzettingen (§14.4.2).
Zoals ook aangegeven in §18.5 en §19.6, kan voor de vertraagde ontsteking ook gebruik gemaakt worden
van modellen waarbij de ontsteking gebeurt op verschillende locaties in functie van de tijd. In dit geval wordt
de gebruikte methodiek uitgebreid beschreven in het veiligheidsdocument.
Soms kan aangenomen worden dat de stof na vrijzetting altijd direct ontsteekt. In dit geval is de kans op
directe ontsteking steeds gelijk aan 1 en worden geen scenario’s gekoppeld aan vertraagde ontsteking
meegenomen. In voorkomend geval wordt dit uitgebreid gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
14.4.1 Indeling ontvlambare stoffen
Een ontvlambare stof wordt als volgt ingedeeld in één van twee groepen.
− Groep 0
o Ontvlambaar gas van categorie 1 of 2;
o Ontvlambare vloeistof van categorie 1, 2, of 3 die zich op of boven het (atmosferisch)
kookpunt bevindt;
− Groep 1
o Ontvlambare vloeistof van categorie 1 of 2, die zich onder het (atmosferisch) kookpunt
bevindt;
o Ontvlambare vloeistof van categorie 3, die zich op of boven het vlampunt maar onder het
(atmosferisch) kookpunt bevindt.
Hieruit volgt dat voor ontvlambare vloeistoffen van categorie 3 die zich onder hun vlampunt bevinden en die
niet toxisch zijn, geen scenario’s moeten meegenomen worden in de QRA (vb. opslag van diesel).
In groep 0 wordt verder ook onderscheid gemaakt tussen stoffen met hoge (of gemiddelde) reactiviteit, en
stoffen met lage reactiviteit. Enkel wanneer kan aangetoond worden dat de stof laag reactief is, mogen de
kansen voor laag reactieve stoffen gebruikt worden. Voorbeelden van stoffen uit groep 0 met lage reactiviteit
zijn methaan, methylchloride en ethylchloride.
14.4.2 Type vrijzetting
In volgende paragrafen wordt gebruikt gemaakt van de begrippen kleine, middelgrote en grote vrijzetting.
In Tabel 14-1 wordt aangegeven wat hieronder verstaan wordt voor zowel een continue als een instantane
vrijzetting.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-4
Tabel 14-1: Beschrijving type vrijzetting
Type vrijzetting Vrijzettingsdebiet [kg/s] Vrijzettingshoeveelheid [kg]
Kleine vrijzetting < 10 < 1.000
Middelgrote vrijzetting 10 – 100 1.000 – 10.000
Grote vrijzetting > 100 > 10.000
14.4.3 Tot vloeistof verdichte gassen
Tabel 14-2 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas.
Bemerk dat tot vloeistof verdichte gassen tot groep 0 behoren en dat ook het fenomeen BLEVE (§14.3.1)
steeds moet onderzocht worden.
Tabel 14-2: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas
Fenomenen Kans [-]
Reactiviteit → Hoog Laag
Vrijzetting → Klein Middel-
groot Groot Klein
Middel-
groot Groot
Instantane
vrijzetting
Continue
vrijzetting
Vuurbal Fakkelbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09
Plasbrand - 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09
Wolkbrand Wolkbrand 0,0384 0,07 0,126 0,01568 0,03072 0,0728
Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0,00392 0,00768 0,0182
14.4.4 Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank
Tabel 14-3 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas
in een atmosferische tank. Bemerk dat tot vloeistof gekoelde gassen tot groep 0 behoren.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-5
Tabel 14-3: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank
Fenomenen Kans [-]
Reactiviteit → Hoog Laag
Vrijzetting → Klein Middel-
groot Groot Klein
Middel-
groot Groot
Instantane
vrijzetting
Continue
vrijzetting
Plasbrand Plasbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09
Wolkbrand Wolkbrand 0,0384 0,07 0,126 0,01568 0,03072 0,0728
Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0,00392 0,00768 0,0182
14.4.5 Samengedrukte gassen
Tabel 14-4 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas. Bemerk
dat samengedrukte gassen tot groep 0 behoren en dat ook het fenomeen fysische explosie (§14.3.2) steeds
moet meegenomen worden.
Tabel 14-4: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas
Fenomenen Kans [-]
Reactiviteit → Hoog Laag
Vrijzetting → Klein Middel-
groot Groot Klein
Middel-
groot Groot
Instantane
vrijzetting
Continue
vrijzetting
Vuurbal Fakkelbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09
Wolkbrand Wolkbrand 0,0384 0,07 0,126 0,01568 0,03072 0,0728
Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0,00392 0,00768 0,0182
14.4.6 Vloeistoffen boven het kookpunt
Afhankelijk van de procesomstandigheden komen vloeistoffen die zich boven het kookpunt bevinden voor
als een samengedrukt gas, als een verzadigde vloeistof of als een niet verzadigde vloeistof. In het eerste geval
worden de scenario’s uit §14.4.5 (Samengedrukte gassen) toegepast, in de andere gevallen deze uit §14.4.3
(Tot vloeistof verdichte gassen).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-6
14.4.7 Vloeistoffen onder het kookpunt
Tabel 14-5 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof die zich onder
het kookpunt bevindt. Bemerk dat vloeistoffen onder het kookpunt tot groep 1 behoren.
Tabel 14-5: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof (onder het kookpunt)
Fenomenen Kans [-]
Vrijzetting → Klein Middelgroot Groot
Instantane
vrijzetting
Continue
vrijzetting
Plasbrand Plasbrand 0,02 0,04 0,09
Wolkbrand Wolkbrand 0,01568 0,03072 0,0728
Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,00392 0,00768 0,0182
14.5 ACUUT TOXISCHE STOFFEN
In dit deel worden de fenomenen behandeld die gekoppeld zijn aan het acuut toxische karakter van zuiver
toxische stoffen (zonder ontvlambare eigenschappen). In §14.6 wordt toegelicht hoe moet omgegaan
worden met acuut toxische stoffen die ook ontvlambaar zijn.
Ongeacht de toestand waarin een acuut toxische stof voorkomt, leidt de vrijzetting ervan tot de vorming van
een toxische wolk, die in de omgeving dispergeert en personen blootstelt aan een toxische belasting. De
vervolgkans voor deze gebeurtenis is 1.
Bemerk dat als de stof in tot vloeistof verdichte vorm of als samengedrukt gas voorkomt, ook BLEVE (§14.3.1)
respectievelijk fysische explosie (§14.3.2) moet meegenomen worden.
14.6 STOFFEN MET ZOWEL ACUUT TOXISCHE ALS ONTVLAMBARE
EIGENSCHAPPEN
In dit deel worden de fenomenen geschetst gekoppeld aan stoffen die zowel acuut toxisch als ontvlambaar
zijn. De te beschouwen vervolggebeurtenissen zijn afhankelijk van de reactiviteit van de stof.
− Voor stoffen met lage reactiviteit wordt enkel het acuut toxisch karakter in rekening gebracht (cfr.
§14.5). De vervolgkans voor de toxische wolk bedraagt 1. Bekende toxische ontvlambare stoffen met
lage reactiviteit zijn ammoniak en koolstofmonoxide.
− Voor stoffen met hoge of gemiddelde reactiviteit worden zowel ontvlambare als toxische scenario’s
ontwikkeld. Concreet worden volgende scenario’s beschouwd:
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-7
o de ontvlambare scenario’s met de fenomenen met bijhorende kansen volgens §14.4,
afhankelijk van het type stof;
o een toxisch scenario (cfr. §14.5) met een vervolgkans voor de toxische wolk volgens Tabel
14-6.
Voorbeelden van toxische ontvlambare stoffen met hoge of gemiddelde reactiviteit zijn acroleïne,
acrylonitril, allylalcohol, waterstofcyanide en ethyleenoxide.
Tabel 14-6: Vervolgkans toxisch scenario voor ontvlambare toxische stoffen
Vrijzetting Groep 0 Groep 1
Kleine 0,752 0,9604
Middelgrote 0,4 0,9216
Grote 0,09 0,819
Bemerk dat als de stof in tot vloeistof verdichte vorm voorkomt of als samengedrukt gas, ook BLEVE (§14.3.1)
respectievelijk fysische explosie (§14.3.2) moet meegenomen worden.
14.7 ZUURSTOF
Indien een grote hoeveelheid zuurstof wordt vrijgezet, wordt als vervolggebeurtenis rekening gehouden met
een verhoogde zuurstofconcentratie en bijgevolg een verhoogde kans op brand. De vervolgkans voor deze
gebeurtenis is 1.
Bemerk dat als de stof in tot vloeistof verdichte vorm of als samengedrukt gas voorkomt, ook BLEVE (§14.3.1)
respectievelijk fysische explosie (§14.3.2) moet meegenomen worden.
14.8 ONTPLOFBARE STOFFEN
Naargelang hun gevaarseigenschappen worden ontplofbare stoffen of voorwerpen ingedeeld in 6
subklassen, m.n. ADR-klasse 1.1 t.e.m. 1.6. In Tabel 14-7 wordt aangegeven welke fenomenen bij welke
subklasse in rekening moeten gebracht worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-8
Tabel 14-7: Fenomenen voor ontplofbare stoffen
ADR-subklasse Vervolgeffect
1.1 Overdruk t.g.v. massa-explosie
1.2 -
1.3 Intense warmtestraling t.g.v. massabrand
1.4 -
1.5 Overdruk t.g.v. massa-explosie
1.6 -
Daarnaast zijn er nog de instabiele ontplofbare stoffen. Deze worden steeds beschouwd in de QRA, waarbij
overdrukeffecten in rekening worden gebracht.
14.9 ANDERE
Sommige stoffen kunnen nog andere fenomenen veroorzaken, zoals run-awayreacties en stofexplosie. Deze
worden ook beschouwd in de QRA.
14.10 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/06 omtrent opslag van toxische stoffen in een gebouw , Q&A
18/07 omtrent de tot vloeistof verdichte gassen (Tabel 14-2)
Toevoeging van extra achtergrondinformatie
Tekstuele verduidelijkingen
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-9
14.11 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
14.11.1 Toepassingsgebied
De CLP-verordening geeft volgende definities voor gassen en vloeistoffen.
Een ‘gas’ is een stof die
− bij 50°C een dampspanning heeft van meer dan 300 kPa (absoluut); of
− bij 20°C volledig gasvormig is bij een standaarddruk van 101,3 kPa;
Een ‘vloeistof’ is een stof die of een mengsel dat
− bij 50°C een dampspanning heeft van maximaal 300 kPa (3 bar);
− bij 20°C en een standaarddruk van 101,3 kPa niet volledig gasvormig is;
− en een smeltpunt of beginsmeltpunt heeft van 20°C of minder bij een standaarddruk van 101,3 kPa.
Onder ‘ontvlambare gassen’ worden verstaan gassen of gasmengsels die een ontvlambaarheidsinterval met
lucht hebben bij 20°C en een standaarddruk van 101,3 kPa. Een ontvlambaar gas wordt overeenkomstig CLP-
tabel 2.2.1 in categorieën ingedeeld.
Onder ‘ontvlambare vloeistoffen’ worden verstaan vloeistoffen waarvan het vlampunt niet hoger is dan 60°C.
Een ontvlambare vloeistof wordt overeenkomstig CLP-tabel 2.6.1 in een van de drie categorieën van deze
klasse ingedeeld.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-10
14.11.2 Generieke gebeurtenissenboom
Eigen aan een zuiver ontvlambare stof is dat ze kan ontsteken. Naast de wijze van vrijzetting en de toestand
van de stof, hangen de fenomenen die kunnen optreden na de vrijzetting van deze stof ook af van het feit of
deze stof al dan niet ontsteekt, van het ontstekingstype (direct, vertraagd) en van de mogelijkheid van een
explosie bij ontsteking. Vrijzetting van een zuiver toxische stof wordt enkel gevolgd door het fenomeen
toxische wolk.
Figuur 14-1 schetst de generieke boom van mogelijke vervolggebeurtenissen (en de vervolgkans) bij de
vrijzetting van een stof met ontvlambare en/of toxische eigenschappen.
Figuur 14-1: Generieke gebeurtenissenboom
De mogelijke vervolggebeurtenissen zijn
− de directe ontsteking van de vrijgezette stof; de kans hierop is PD;
E0
E2
E3
E4
E1
directe
ontsteking
PD
vertraagde
ontsteking
PV
explosie
PE
PD
(1-PD)×PV×PE
(1-PD)×PV×(1-PE)
(1-PD)×(1-PV)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-11
− de vertraagde ontsteking bij afwezigheid van een directe ontsteking; de kans hierop is PV;
− het optreden van een explosie bij een vertraagde ontsteking; de kans hierop is PE.
De mogelijk optredende fenomenen worden voorgesteld door de zeshoeken E0 tot en met E4.
− E0 representeert de fenomenen die ontstaan louter door de vrijzetting op zich, en die dus
onafhankelijk zijn van eventuele vervolggebeurtenissen. Bij instantane vrijzettingen leidt dit voor tot
vloeistof verdichte gassen tot een BLEVE, en voor samengedrukte gassen tot een fysische explosie.
− De fenomenen onder E1 enerzijds, en E2 en E3 anderzijds zijn gekoppeld aan de directe
respectievelijk vertraagde ontsteking van de vrijgezette stof. Tabel 14-8 somt de mogelijke
fenomenen op, in functie van de toestand van de stof op het moment van de vrijzetting (vloeibaar
gemaakt gas, samengedrukt gas, vloeistof onder het kookpunt), de wijze van vrijzetting (instantaan,
continu), en het ontstekingstype (directe ontsteking, vertraagde ontsteking). Voor vloeistoffen
boven het kookpunt wordt, afhankelijk van de procesomstandigheden, gebruikt gemaakt van de
fenomenen voor tot vloeistof verdichte gassen of samengedrukte gassen.
Bemerk dat de tabel een overzicht geeft van alle denkbare fenomenen van zware ongevallen.
Specifieke omstandigheden kunnen ervoor zorgen dat bepaalde fenomenen zich niet kunnen of
zullen voordoen.
− De fenomenen onder E4 zijn voor zuiver ontvlambare stoffen niet relevant voor het externe
mensrisico. In wezen gaat het hier louter om de dispersie van een (ontvlambare) wolk, zonder meer.
Indien het een stof betreft met (ook) toxische eigenschappen, staat E4 voor de toxische wolk.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-12
Tabel 14-8: Mogelijke (generieke) fenomenen bij de ontsteking van een vrijgezette ontvlambare stof
Tak Instantane vrijzetting Continue vrijzetting
Tot vloeistof verdichte gassen
E1 Vuurbal Fakkelbrand
Plasbrand 1 Plasbrand 1
E2 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie
Plasbrand 2 Plasbrand 2
E3 Wolkbrand Wolkbrand
Plasbrand 2 Plasbrand 2
Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank
E1 Plasbrand 1 Plasbrand 1
E2 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie
Plasbrand 2 Plasbrand 2
E3 Wolkbrand Wolkbrand
Plasbrand 2 Plasbrand 2
Samengedrukt gas
E1 Vuurbal Fakkelbrand
E2 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie
E3 Wolkbrand Wolkbrand
Vloeistof onder het kookpunt
E1 Plasbrand 1 Plasbrand 1
E2 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie
Plasbrand 2 Plasbrand 2
E3 Wolkbrand Wolkbrand
Plasbrand 2 Plasbrand 2
Vloeistof boven het kookpunt
Afhankelijk van de procesomstandigheden wordt gebruikt gemaakt
van de fenomenen voor tot vloeistof verdichte gassen of
samengedrukte gassen.
Bij deze tabel geldt het volgende:
− Bij het optreden van gaswolkexplosie (E2) moet ook verbranding binnen de brandbare wolk
beschouwd worden (zie §.18.5), waarbij voor beide hetzelfde tijdstip voor ontsteking wordt
aangenomen.
− Plasbrand 1 is de plasbrand die ontstaat na directe ontsteking. Plasbrand 2 is de plasbrand die
ontstaat na vertraagde ontsteking. In overleg met de erkende deskundigen is besloten om plasbrand
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-13
2 te verwaarlozen t.o.v. de andere scenario’s (Protec Engineering, 2015a; LNE, 2015). Deze wordt bij
de verdere uitwerking bijgevolg niet meer beschouwd.
− Direct contact met een tot vloeistof gekoeld gas kan leiden tot bevriezing. Dit wordt niet beschouwd.
− Als een vloeistof die zich onder het kookpunt bevindt continu uitstroomt, kan een gedeelte
verdampen voordat dit de grond raakt. In voorkomend geval zou dan ook een fakkelbrand kunnen
optreden. Deze wordt niet beschouwd.
14.11.3 Generieke vervolgkansen
Hieronder worden de vervolgkansen voor de stoffen uit de verschillende groepen afgeleid.
14.11.3.1 Vervolgkansen voor stoffen uit groep 0
De directe ontstekingskans (PD) van groep 0 wordt overgenomen uit (LIN, 2004). Deze ontstekingskansen
worden ook in (RIVM, 2008) vermeld. Het resultaat is te zien in Tabel 14-9.
Tabel 14-9: Directe ontsteking groep 0
Vrijzetting
Ontstekingssoort
Kans op ontsteking en explosie
Continu
[kg/s]
Instantaan
[kg]
Groep 0
Hoge reactiviteit
Groep 0
Lage reactiviteit
< 10 < 1000 PD 0,2 0,02
PU
PE
10 – 100 1000 – 10000 PD 0,5 0,04
PU
PE
> 100 > 10000 PD 0,7 0,09
PU
PE
De kans op uitgestelde ontsteking (PU) van hoog reactieve gassen wordt uit (LIN, 2004) gehaald. Voor de kans
op uitgestelde ontsteking (PU) van laag reactieve gassen wordt verondersteld dat deze gelijk is aan de kans
op directe ontsteking (SGS, 2007). Het resultaat is terug te vinden in Tabel 14-10.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-14
Tabel 14-10: Uitgestelde ontsteking groep 0
Vrijzetting
Ontstekingssoort
Kans op ontsteking en explosie
Continu
[kg/s]
Instantaan
[kg]
Groep 0
Hoge reactiviteit
Groep 0
Lage reactiviteit
< 10 < 1000 PD 0,2 0,02
PU 0,05 0,02
PE
10 – 100 1000 – 10000 PD 0,5 0,04
PU 0,1 0,04
PE
> 100 > 10000 PD 0,7 0,09
PU 0,2 0,09
PE
De kans op explosie voor hoog reactieve gassen wordt bepaald met behulp van (Sertius , 2009). Hierbij wordt
de kans op explosie en uitgestelde ontsteking bepaald op basis van de massa aanwezig in het explosiegebied.
Figuur 14-2 toont de grafiek die bovenstaande relaties weergeeft.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-15
Figuur 14-2: Explosiekans en kans op uitgestelde ontsteking volgens (Sertius , 2009)
Voor de hoog reactieve gassen wordt (conservatief) aangenomen dat de massa in explosiegebied niet veel
minder is dan de massa van de instantane bronterm. De explosiekans kan bijgevolg in de figuur afgelezen
worden op basis van deze massa.
Voor laag reactieve gassen wordt na overleg met de erkende VR-deskundigen de kans op explosie bepaald
aan de hand van de uitgestelde ontstekingskans. Hiermee kan de massa in explosiegebied afgelezen worden
uit de figuur en op zijn beurt geeft dit dan de kans op explosie (Protec Engineering, 2015a).
Het resultaat van bovenstaande redenering is te vinden in Tabel 14-11.
Massa in explosiegebied [kg]
102 103 104 105
Kan
s
0.001
0.01
0.1
1
PU
PE
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-16
Tabel 14-11: Explosie bij groep 0 en groep 1
Vrijzetting
Ontstekingssoort
Kans op ontsteking en explosie
Continu
[kg/s]
Instantaan
[kg]
Groep 0
Hoge reactiviteit
Groep 0
Lage reactiviteit
< 10 < 1000
PD 0,2 0,02
PU 0,05 0,02
PE 0,2 0,2
10 – 100 1000 – 10000
PD 0,5 0,04
PU 0,1 0,04
PE 0,3 0,2
> 100 > 10000
PD 0,7 0,09
PU 0,2 0,09
PE 0,4 0,2
De vertraagde ontsteking zoals bedoeld in dit handboek is niet gelijk aan de uitgestelde ontsteking van
voorgaande tabellen en dient bijgevolg gecorrigeerd te worden. De uitgestelde ontsteking uit voorgaande
tabellen is immers afkomstig van de redenering dat de kans op geen ontsteking gelijk is aan 1 - PD - PU. Uit
de hier gebruikte gebeurtenissenboom volgt echter dat deze kans gelijk is aan (1 – PD).(1 – PV). Hieruit kan
afgeleid worden dat PV = PU/(1 – PD). Het uiteindelijke resultaat is terug te vinden in Tabel 14-12.
Tabel 14-12: Eindcorrectie vertraagde ontsteking
Vrijzetting
Ontstekingssoort
Kans op ontsteking en explosie
Continu
[kg/s]
Instantaan
[kg]
Groep 0
Hoge reactiviteit
Groep 0
Lage reactiviteit
< 10 < 1000 PD 0,2 0,02
PV 0,06 0,02
PE 0,2 0,2
10 – 100 1000 – 10000 PD 0,5 0,04
PV 0,2 0,04
PE 0,3 0,2
> 100 > 10000 PD 0,7 0,09
PV 0,7 0,1
PE 0,4 0,2
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-17
14.11.3.2 Vervolgkansen voor stoffen uit groep 1
Logischerwijze zijn de ontstekingskansen voor groep 1 (vloeistoffen) lager dan deze voor groep 0
(hoofdzakelijk gassen), aangezien in de regel gassen makkelijker te ontsteken zijn dan vloeistoffen. Bij
vloeistoffen zijn het enkel de gevormde dampen die kunnen ontstoken worden. Bij een gelijke verdeling van
ontstekingsbronnen zullen gassen die voor eenzelfde vrijgezette massa een groter volume innemen dan de
vloeistofdampen (die slechts een fractie vormen van de vrijgezette massa) makkelijker een ontstekingsbron
vinden.
Daarom is in overleg met de erkende VR-deskundigen besloten om de ontstekingskansen en de kans op
explosie voor groep 1 gelijk te nemen aan deze voor groep 0 met lage reactiviteit (Protec Engineering, 2015a).
14.11.3.3 Vervolgkansen voor andere ontvlambare vloeistoffen
Stoffen met een vlampunt groter dan 60°C worden volgens de Seveso III-richtlijn niet ingedeeld binnen de
categorieën P5a, P5b of P5c. Deze stoffen worden bijgevolg niet aanzien als ontvlambare vloeistoffen en
moeten in de QRA niet beschouwd worden m.b.t. hun ontvlambare eigenschappen.
Voor de vloeistoffen van categorie 3 die zich onder hun vlampunt bevinden, geldt dat deze wel kunnen
ontsteken, maar dat de ontstekingsbron zeer krachtig moet zijn en dat de kans dat deze zich voordoet op het
moment van vrijzetting van dergelijke stof zeer klein is (CCPS , 2014). Bijkomend wordt gesteld dat de
vlamuitbreidingssnelheid voldoende laag is om het risico tot een minimum te beperken (Gottuk & White,
2002). Daarom is in overleg met de erkende VR-deskundigen besloten om de ontstekingskansen voor deze
stoffen op 0 te zetten (LNE, 2015; Protec Engineering, 2015a).
14.11.3.4 Conclusie
De generieke vervolgkansen voor ontvlambare stoffen zijn opgenomen in Tabel 14-13.
Tabel 14-13: Generieke vervolgkansen voor ontvlambare stoffen
Vrijzetting Type
Kans
Kans [-]
Continu
[kg/s]
Instantaan
[kg]
Groep 0
Hoge reactiviteit
Groep 0
Lage reactiviteit Groep 1
Kleine
vrijzetting < 10 < 1.000
PD 0,2 0,02 0,02
Pv 0,06 0,02 0,02
PE 0,2 0,2 0,2
Middelgrote
vrijzetting 10 – 100
1.000 –
10.000
PD 0,5 0,04 0,04
PV 0,2 0,04 0,04
PE 0,3 0,2 0,2
Grote
vrijzetting > 100 > 10.000
PD 0,7 0,09 0,09
PV 0,7 0,1 0,1
PE 0,4 0,2 0,2
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-18
Voor stoffen met lage reactiviteit die ook toxische eigenschappen hebben, overheerst het toxisch scenario
en worden PD en PV gelijkgesteld aan 0.
Voor zuiver toxische stoffen zijn PD en PV gelijk aan 0.
14.11.4 Ontvlambare stoffen
Per type stof wordt aangegeven welke fenomenen in de QRA moeten meegenomen worden, met welke
effecten en op welke manier de kansen moeten bepaald worden. Deze zijn afgeleid van de generieke
gebeurtenissenboom, zoals hierboven weergegeven. De eigenlijke waarden zijn opgenomen in §14.4.
Bij deze tabellen geldt het volgende:
− Wanneer bij een bepaald combinatie van type vrijzetting en ontsteking meerdere fenomenen
vermeld zijn, dan worden de verschillende fenomen in rekening gebracht (vb. plasbrand en vuurbal
bij instantane vrijzetting met directe ontsteking van tot vloeistof verdichte gassen). Een letale
respons van meer dan 100% wordt niet in rekening gebracht.
− Volgens §19.4.2 neemt aan de fakkelbrand het volledige uitstroomdebiet deel. In voorkomend geval
kan er in de modellering geen plas gevormd worden, en wordt bij directe ontsteking dus geen directe
plasbrand beschouwd;
− Bij plasbrand, fakkelbrand en vuurbal worden zowel de verbrandingseffecten binnen de vlam als de
warmtestralingseffecten vanaf de vlam in rekening gebracht;
− Bij wolkbrand worden enkel de verbrandingseffecten binnen de wolk in rekening gebracht;
− Bij gaswolkexplosie worden ook steeds de effecten van een wolkbrand meegenomen (zie §18.5); de
overdrukeffecten worden meegenomen vanaf de rand van de brandbare wolk.
14.11.4.1 Tot vloeistof verdichte gassen
Tabel 14-14 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet tot vloeistof
verdicht gas. Bemerk dat tot vloeistof verdichte gassen tot groep 0 behoren.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-19
Tabel 14-14: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas
Fenomeen Effect Kans
Instantaan – directe ontsteking
Vuurbal Verbranding + Warmtestraling PD
Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling PD
Continu – directe ontsteking
Fakkelbrand Verbranding + Warmtestraling PD
Instantaan, continu – vertraagde ontsteking
Wolkbrand Verbranding (1-PD).PV.(1-PE)
Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-PD).PV.PE
De relevantie van plasbrand t.o.v. vuurbal is afhankelijk van de rain-outfractie. Als die heel groot is, zal
plasbrand relevant zijn en vuurbal veel minder. Als die heel klein is, zal vuurbal relevant zijn en plasbrand
veel minder. Er wordt besloten om zowel vuurbal als plasbrand te behouden (LNE, 2016a).
Voor plasbrand wordt steeds gewerkt met de rain-outfractie, ook als een vuurbal kan optreden (zie §19.3.1).
14.11.4.2 Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank
Tabel 14-15 somt de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet tot vloeistof
gekoeld gas in een atmosferische tank. Bemerk dat tot vloeistof gekoelde gassen tot de groep 0 behoren.
Tabel 14-15: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank
Vervolggebeurtenis Effect Kans
Instantaan, continu – directe ontsteking
Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling PD
Instantaan, continu – vertraagde ontsteking
Wolkbrand Verbranding (1-PD).PV.(1-PE)
Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-PD).PV.PE
14.11.4.3 Samengedrukte gassen
Tabel 14-4 somt de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet samengedrukt gas.
Bemerk dat samengedrukte gassen tot de groep 0 behoren.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-20
Tabel 14-16: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas
Vervolggebeurtenis Effect Kans
Instantaan – directe ontsteking
Vuurbal Verbranding + Warmtestraling PD
Continu – directe ontsteking
Fakkel Verbranding + Warmtestraling PD
Instantaan, continu – vertraagde ontsteking
Wolkbrand Verbranding (1-PD).PV.(1-PE)
Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-PD).PV.PE
14.11.4.4 Vloeistoffen onder het kookpunt
Tabel 14-5 somt de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezette vloeistof die zich
onder het kookpunt bevindt. Bemerk dat vloeistoffen onder het kookpunt tot de groep 1 behoren.
Tabel 14-17: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof (onder het kookpunt)
Vervolggebeurtenis Effect Kans
Instantaan, continu – directe ontsteking
Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling PD
Instantaan, continu – vertraagde ontsteking
Wolkbrand Verbranding (1-PD).PV.(1-PE)
Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-PD).PV.PE
14.11.5 Toxische stoffen
De vervolgkansen voor de toxische wolken bij acuut toxische stoffen en stoffen met zowel toxische als
ontvlambare eigenschappen zijn afgeleid van de generieke gebeurtenissenboom (gebeurtenis E4). De
eigenlijke waarden zijn opgenomen in §14.5 en §14.614.4.
14.11.6 Zuurstof
Er wordt verwacht dat enkel grote hoeveelheden zuurstof een relevant effect bewerkstelligen. Wat onder
“grote hoeveelheid” wordt verstaan, zal in een latere fase vastgelegd worden. momenteeel is het aan de
erkende VR-deskundige om daar een welonderbouwde inschatting van te maken.
14.11.7 Ontplofbare stoffen
De verschillende ADR-klassen voor ontplofbare stoffen zijn:
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-21
− Instabiele ontplofbare stoffen.
− SUBKLASSE 1.1: Stoffen in deze subklasse zijn massa-explosief. Bij initiatie zullen alle artikelen
(nagenoeg) tegelijk exploderen, waarbij de hoofdeffecten een luchtschok, brokstukken van de
bewaarplaats, metalen fragmenten van de artikelen en eventueel de verpakking, hittestraling van de
vuurbal en een grondschok zijn. De grootte van de effecten is o.a. afhankelijk van de netto explosieve
massa en het type explosieve stof.
− SUBKLASSE 1.2: Stoffen en artikelen die niet massa-explosief zijn. Het explosie-effect is dat de
artikelen met tussenposen (seconden tot minuten) exploderen, waardoor het explosie-effect langer
aanhoudt afhankelijk van het type artikel, de verpakking, de hoeveelheid en de intensiteit van de
externe brand. Het hoofdeffect is de uitworp van fragmenten van het artikel. De luchtschok en
hittestraling zijn minder gevaarlijk omdat steeds maar enkele artikelen tegelijk exploderen.
− SUBKLASSE 1.3: Artikelen die niet voldoen aan de criteria m.b.t. subklassen 1.1 en 1.2. De effecten
van stoffen en artikelen van subklasse 1.3 manifesteren zich in de vorm van intense hittestraling.
− SUBKLASSE 1.4: Artikelen en stoffen die niet voldoen aan de criteria m.b.t. subklassen 1.1 en 1.2. De
gevolgen van een ontsteking blijven wezenlijk beperkt tot het collo en leiden normaliter niet tot
scherfwerking van noemenswaardige omvang of reikwijdte (< 15 m). Een van buitenaf inwerkende
brand mag niet leiden tot een vrijwel ogenblikkelijke explosie van nagenoeg de gehele inhoud van
het collo.
− SUBKLASSE 1.5: Zeer ongevoelige stoffen die massa-explosief kunnen zijn.
− SUBKLASSE 1.6: Extreem ongevoelige stoffen en voorwerpen, zonder gevaar voor massa-explosie.
Voor al deze types worden de fenomenen massa-explosie en warmtestraling meegenomen, indien relevant.
Scherfwerking bij de ontplofbare stoffen wordt verwaarloosd. Dit ligt in lijn met het verwaarlozen van de
effecten ten gevolge van fragmentvorming horende bij de initiële explosie in Module 18 en dit omwille van
de verwaarloosbare trefkans.
Voor klasse 1.5 geldt dat de kans dat deze leidt tot een massa-explosie is lager dan voor klasse 1.1, maar het
lijkt niet mogelijk om het risico te verwaarlozen zonder een correcte inschatting van het risico (of de kans op
een massa-explosie). Daarom wordt besloten om bij subklasse 1.5 ook de “overdruk t.g.v. massa-explosie”
op te nemen (LNE, 2016a).
Voor wat vuurwerk betreft dient in de QRA een duidelijk onderscheid gemaakt te worden tussen
professioneel vuurwerk en consumentenvuurwerk (Protec Engineering, 2015c):
− Voor professioneel vuurwerk wordt er conservatief aangenomen dat dit klasse 1.1 betreft en wordt
met het risico van een massa-explosie rekening gehouden.
− Voor consumentenvuurwerk wordt er aangenomen dat dit klasse 1.4S of 1.4G betreft.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-1
MODULE 15. UITSTROMING
Deze module behandelt de uitstroming van vloeistoffen, samengeperste gassen, tot vloeistof verdichte en
tot vloeistof gekoelde gassen.
Eerst worden een aantal algemene aspecten besproken. Dit zijn de aspecten die onafhankelijk zijn van het
feit of de betrokken stof een vloeistof of een gas betreft. Eerst wordt instantane vrijzetting behandeld.
Daarna komt continue vrijzetting aan bod met de duur van de uitstroming, de richting waarin en de hoogte
waarop de uitstroming gebeurt en het uitstroomdebiet. Daarna wordt aangegeven op welke manier het
vrijzettingspunt bepaald wordt. Ook de aspecten nalevering bij procesinstallaties, terugstroming en
wrijvingsverliezen doorheen een leiding komen aan bod.
Daarna komen de modaliteiten per type vrijzetting afzonderlijk aan bod. Telkens wordt aangegeven op welke
manier een instantane vrijzetting en een continue vrijzetting moeten gemodelleerd worden. Er wordt steeds
een duidelijk onderscheid gemaakt tussen een continue vrijzetting ten gevolge van een opening in een
houder, een opening in een leiding of verlaadinstallatie en een breuk van een leiding of verlaadinstallatie. Bij
de tot vloeistof verdichte gassen wordt bijkomend aangegeven hoe de flash-, spray- en rain-outfractie
worden bepaald.
Tot slot wordt kort ingegaan op de uitstroming uit installaties met een niet homogene inhoud.
Merk op dat uitstroming en vrijzetting in deze module als synoniemen worden gebruikt.
15.1 SYMBOLEN
Ah [m²] Oppervlakte van de uitstroomopening
Cd [-] Uitstroomcoëfficiënt (discharge)
g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²)
h [m] Hoogte vloeistofkolom
m [kg/s] Vrijzettingsdebiet
P [Pa] Druk
Pa [Pa] Atmosferische druk
Griekse symbolen
α [-] Rain-outfractie, druppels die als vloeistof op de grond terecht komen
δ [-] Sprayfractie, meegesleurde vloeistof die als druppels in de gasfase komen
ρ [kg/m³] Dichtheid van het fluïdum
[-] Flashfractie, onmiddellijk als gas vrijgekomen gedeelte
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-2
15.2 ALGEMENE ASPECTEN
In de volgende paragrafen worden de algemene aspecten voor het bepalen van de uitstroming beschreven.
Dit zijn de aspecten die onafhankelijk zijn van het feit of de betrokken stof een vloeistof of een samengedrukt,
tot vloeistof verdicht of tot vloeistof gekoeld gas betreft.
15.2.1 Instantane vrijzetting
Bij een instantane vrijzetting wordt verondersteld dat de ogenblikkelijke massa van de installatie
ogenblikkelijk vrijkomt. De modellering dient uit te gaan van het ogenblikkelijk en volledig verdwijnen van
de omhulling waarin de stof zich bevindt.
Voor double en full containment tanks met een betonnen secundaire houder wordt hier een uitzondering op
gemaakt en wordt uitgegaan van een uitstroming van 10% van de ogenblikkelijke massa (zie §5.4.3).
Een instantane vrijzetting kan nooit gemodelleerd worden als een continue vrijzetting.
15.2.2 Continue vrijzettingen
Bij een continue vrijzetting wordt verondersteld dat de inhoud van de installatie vrijkomt met een bepaald
vrijzettingsdebiet gedurende een bepaalde tijd. Aan de vrijzetting wordt ook een richting en een hoogte
toegekend.
Een continue vrijzetting kan nooit gemodelleerd worden als een instantane vrijzetting.
15.2.2.1 Uitstroomduur
De uitstroomduur bij de faalwijze “volledige uitstroming in 10 minuten” bedraagt exact 10 minuten. Er wordt
verondersteld dat de ogenblikkelijke massa van een installatieonderdeel in een tijdspanne van 10 minuten
vrijkomt. De modellering dient ervan uit te gaan dat er een opening in de omhulling bestaat van die grootte
die toelaat om de ogenblikkelijke massa van de stof in 10 minuten te laten uitstromen.
Voor double en full containment tanks met een betonnen secundaire houder wordt hier een uitzondering op
gemaakt. Hierbij wordt niet uitgegaan van de ogenblikkelijke massa en wel van een uitstroming van 10% van
de ogenblikkelijke massa (zie §5.4.3).
De uitstroomduur bij andere continue vrijzettingen wordt beperkt tot maximaal 30 minuten. Indien de
installatie sneller leeg stroomt, dan wordt de tijdsduur totdat de installatie leeg is aangenomen als
uitstroomduur.
De uitstroomduur kan beperkt worden door gevolgbeperkende maatregelen (zie Module 13).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-3
15.2.2.2 Uitstroomrichting
De uitstroomrichting voor bovengrondse installaties is horizontaal windafwaarts en voor ondergrondse
installaties verticaal naar boven.
15.2.2.3 Uitstroomhoogte
De uitstroomhoogte voor bovengrondse installaties wordt gelijkgesteld aan 1 m, tenzij de hoogte van de
bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld hoger is dan 1 m. In dit laatste geval wordt de uitstroomhoogte
gelijkgesteld aan de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld.
Voor ondergrondse installaties wordt uitgegaan van een uitstroomhoogte van 0 meter.
Bij verladingen wordt uitgegaan van een uitstroomhoogte van 1 m, tenzij het specifieke geval een andere
waarde vereist. Dit wordt dan gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
15.2.2.4 Uitstroomdebiet
Er wordt aangenomen dat het uitstroomdebiet niet varieert in de tijd. Het initiële uitstroomdebiet wordt
aangehouden tijdens de volledige vrijzettingsduur. Voor het scenario uitstroming in 10 minuten wordt het
uitstroomdebiet gelijkgesteld aan de vrijgezette hoeveelheid gedeeld door 600 s.
Bij specifieke situaties met een sterk transiënt debiet, zoals bij de lange (transport)leidingen, zijn andere
werkwijzen mogelijk. Andere werkwijzen worden duidelijk vermeld in het veiligheidsdocument. De
motivering en werkwijze worden toegevoegd.
Voor het bepalen van het (initiële) uitstroomdebiet wordt uitgegaan van de equivalente lekdiameters, zoals
vastgelegd in Module 5 tot en met Module 10. Verder worden de richtlijnen uit de paragrafen per type stof
(§15.3, §15.4, §15.5) gevolgd. Algemeen kan hierbij gesteld worden dat
− voor houders wordt uitgegaan van een vullingsgraad die minstens gelijk is aan de werkelijke
maximale vullingsgraad. De gebruikte vullingsgraad wordt duidelijk beschreven en gemotiveerd;
− de volledige vloeistofkolom in rekening gebracht wordt voor bovengrondse houders, ook bij 2-fasige
uitstroming;
− voor leidingen wordt uitgegaan van de druk in de leiding.
15.2.3 Vrijzettingspunt
In het algemeen wordt de (x, y)-coördinaat van het vrijzettingspunt gelijkgesteld aan het middelpunt van de
installatie. Uitzondering hierop zijn bv. vrijzettingen in een inkuiping en bij scheepsverladingen. Dit wordt
behandeld in §16.5.
Voor opslagplaatsen met bv. stukgoed, flessen, drukvaten of cilinders wordt het middelpunt van de
opslagplaats beschouwd als vrijzettingspunt. Voor een grote opslagplaats kunnen verschillende
weloverwogen vrijzettingspunten gekozen worden. Voor een opslagplaats met tankcontainers wordt een
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-4
weloverwogen vrijzettingspunt gekozen. De motivering wordt steeds in het veiligheidsdocument
opgenomen.
Leidingen worden voor het bepalen van het vrijzettingspunt in verschillende segmenten ingedeeld aan de
hand van een aantal faallocaties die op een afstand van maximaal 50 m van elkaar gelegen zijn. Er wordt
voor gezorgd dat het risicobeeld van de leiding een gelijkmatig patroon volgt rond de gehele leiding. Per
segment wordt een vrijzettingspunt bepaald overeenkomend met het midden van het segment.
15.2.4 Nalevering bij procesinstallaties
Bij het falen van een installatie kan nalevering plaatsvinden vanuit andere installaties die verbonden zijn met
de eerste installatie en die deel uitmaken van hetzelfde insluitsysteem. Nalevering is niet van toepassing op
een insluitsysteem dat als geheel in de QRA wordt gestoken (bv. als gevolg van het gebruik van de Vlaamse
Selectiemethode (nog in testfase)), noch op verladingen.
Hieronder wordt beschreven op welke manier hiermee kan omgegaan worden (Protec Engineering, 2015a).
De hier beschreven methode kan gebruikt worden als startpunt voor de uitwerking en kan aangepast worden
aan de specifieke situatie. Indien een aangepaste methode wordt toegepast, wordt dit beschreven en
gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
15.2.4.1 Instantane vrijzetting
Bij het modelleren van een instantane vrijzetting van een installatie wordt de nageleverde hoeveelheid
bepaald als de hoeveelheid die bekomen wordt bij breuk van de aangesloten leiding(en) en bijhorende
installaties. Alle leidingen en bijhorende installaties behorende tot het insluitsysteem waartoe de installatie
behoort en waaruit product kan stromen worden beschouwd. Er wordt rekening gehouden met een
maximale vrijzettingsduur van 1800 s en met eventuele gevolgbeperkende maatregelen.
Een fysische explosie, een BLEVE en een vuurbal worden gemodelleerd uitgaande van de instantane
vrijzetting van de inhoud van de installatie.
Voor de andere vervolgscenario’s zijn twee situaties te onderscheiden.
1. Wanneer de inhoud van de installatie (i.e. de ogenblikkelijke massa) groter is dan de nageleverde
hoeveelheid, wordt
a. de vrijgezette massa gelijkgesteld aan de inhoud van de installatie vermeerderd met de
nageleverde hoeveelheid. Wanneer de nageleverde hoeveelheid kleiner is dan 10% van de
inhoud van de installatie, kan deze verwaarloosd worden;
b. de instantane vrijzetting, incl. de nageleverde hoeveelheid, gemodelleerd als een instantane
vrijzetting;
2. Wanneer de nageleverde hoeveelheid groter is dan de inhoud van de installatie, wordt de instantane
vrijzetting gemodelleerd als een continue vrijzetting, waarbij de vrijgezette massa gelijk is aan de
nageleverde hoeveelheid vermeerderd met de inhoud van de installatie. De tijdsduur van de
continue vrijzetting is deze waarmee de nageleverde hoeveelheid is bepaald.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-5
Praktisch voorbeeld voor “de andere vervolgscenario’s”
Veronderstel instantaan falen van een houder waarbij op t = 0 s de inhoud van de houder direct vrijkomt,
gevolgd door 500 s uitstroming uit de leiding.
− Situatie 1: de instantane vrijzetting is groter dan de nalevering
Stel er komt instantaan 10 ton vrij, gevolgd door 500 s x 1 kg/s, dan wordt het scenario ingevoerd
als 10.500 kg instantane vrijzetting.
− Situatie 2: de instantane vrijzetting is kleiner dan de nalevering
Stel er komt instantaan 1.000 kg vrij, gevolgd door 500 s x 5 kg/s, dan wordt het scenario ingevoerd
als een continue uitstroming van 3.500 kg in 500 s, dus 7 kg/s.
In dit laatste geval wordt dus uitgegaan van de gecombineerde uitstroming van houder en nalevering, en
de bronterm van de nalevering (oorspronkelijk 5 kg/s) wordt verhoogd tot 7 kg/s om de initiële piek van
1000 kg in rekening te brengen.
Voor het bepalen van de uitstroomduur en de nageleverde hoeveelheid wordt gebruik gemaakt van
systeemreacties. Als in het voorbeeld van situatie 2 een klep wordt aangebracht die na 120 s dichtgaat,
dan is de nalevering bij het scenario met werkende gevolgbeperkende maatregel nog maar 120 s x 5 kg/s
= 600 kg, en moet dit uitgewerkt worden volgens situatie 1 en dus wordt het scenario de instantane
vrijzetting van 1.600 kg. Voor het scenario met falende gevolgbeperkende maatregel blijft bovenstaande
situatie 2 geldig.
15.2.4.2 Continue vrijzetting
Bij het modelleren van een continue vrijzetting van een installatie wordt bij het bepalen van de maximaal
mogelijke hoeveelheid die kan vrijkomen (en die mogelijk leidt tot een vrijzettingsduur kleiner dan 1800 s)
rekening gehouden met de inhoud van de andere installaties die verbonden zijn met deze installatie.
Dit betekent dat als de vrijzetting zonder nalevering zou leiden tot een vrijzettingsduur van minder dan 1800
s, dat ook moet gekeken worden naar mogelijke nalevering. Indien de vrijzetting langer dan 1800 s duurt, is
dit niet meer relevant, omdat met maximum 1800 s wordt gerekend als vrijzettingsduur.
15.2.5 Terugstroming
Bij verladingen kan in principe terugstroming optreden. Immers, als een tank gevuld wordt en de leiding of
verlaadinstallatie breekt, dan kan de inhoud van de tank terug uit de tank stromen, indien dit gebeurt met
bodembelading en als de veiligheidsmaatregelen niet aanwezig zijn of falen. Dit wordt niet in rekening
gebracht.
15.2.6 Wrijvingsverliezen doorheen een leiding
In het geval van uitstroom door een leiding is er een drukverlies ten gevolge van wrijving in de leiding. Het
totale wrijvingsverlies over de leiding is samengesteld uit het wrijvingsverlies ten gevolge van kleine
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-6
aansluitstukken (flenzen, meetinstrumenten, …), wrijving door contractie en wrijving door de leiding zelf. Bij
het uitvoeren van de QRA moet hier niet expliciet rekening mee gehouden worden.
Indien dit wel wordt beschouwd, wordt de manier waarop de wrijvingsverliezen worden bepaald in het
veiligheidsdocument neergeschreven en gemotiveerd. Hiervoor kan o.a. gebruik gemaakt worden van de
methode uit bijlage (§15.8).
15.3 VLOEISTOFUITSTROMING
In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van niet-kokende
vloeistoffen en tot vloeistof gekoelde gassen beschreven.
15.3.1 Instantane vrijzetting
Bij instantane vrijzetting van een vloeistof wordt een plas gevormd. Plasvorming wordt verder beschreven
in Module 16.
15.3.2 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder
Voor vloeistofuitstroming door een opening in een houder wordt de vergelijking van Bernoulli gehanteerd.
Hierbij worden de wrijvingsverliezen doorheen de opening in rekening gebracht met behulp van de
uitstroomcoëfficiënt Cd. Het massadebiet doorheen een opening wordt berekend met
�� = 𝐶𝑑 . 𝐴ℎ . √2 ∙ 𝜌 ∙ (𝑃 − 𝑃𝑎) + 2 ∙ 𝜌2 ∙ 𝑔 ∙ ℎ
Voor de uitstroming uit een opening van een houder wordt Cd gelijkgesteld aan 0,62.
15.3.3 Uitstroomdebiet doorheen een lek in een leiding, verlaadarm of flexibel
Voor de uitstroming van een vloeistof uit een opening in een leiding of verlaadinstallatie wordt eveneens de
wet van Bernoulli in combinatie met de uitstroomcoëfficiënt gebruikt. Het uitstroomdebiet wordt berekend
met
�� = 𝐶𝑑 . 𝐴ℎ . √2 ∙ 𝜌 ∙ (𝑃 − 𝑃𝑎)
Voor de uitstroming uit een lek aan een leiding wordt Cd gelijkgesteld aan 0,62.
Indien het berekende uitstroomdebiet doorheen een opening groter is dan het berekende uitstroomdebiet
bij breuk (zie §15.3.4), dan wordt het uitstroomdebiet doorheen de opening gelijkgesteld aan het
uitstroomdebiet bij breuk.
15.3.4 Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel
Bij breuk van leidingen of verlaadinstallaties is de manier waarop de vloeistof getransporteerd wordt van
belang.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-7
− Bij verpompen van vloeistoffen wordt het uitstroomdebiet gelijkgesteld aan 1,5 maal het nominaal
pompdebiet, zijnde het gemiddeld pompdebiet dat wordt aangewend tijdens een normale
verladingssituatie (met tegendruk);
− Bij het opdrukken van vloeistoffen wordt de wet van Bernoulli, zoals bij een lek in een leiding of
verlaadinstallatie (zie §15.3.3), gebruikt. Hier wordt Cd echter gelijkgesteld aan 1,0.
15.4 GASUITSTROMING
In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van samengedrukte
gassen beschreven.
15.4.1 Instantane vrijzetting
Voor de instantane vrijzetting van een gas wordt isentrope expansie tot atmosferische druk verondersteld
en dit zonder luchtinmenging. Voor vuurballen wordt hier een uitzondering op gemaakt. De werkwijze wordt
beschreven in het veiligheidsdocument.
15.4.2 Continue vrijzetting
Ook voor continue vrijzetting van een gas wordt uitgegaan van isentrope expansie tot atmosferische druk.
Voor de uitstroming uit een opening van een houder wordt Cd gelijkgesteld aan 1,0.
Voor waterstof onder hoge druk kan gewerkt worden met behoud van massa, energie en momentum.
15.5 TWEEFASENUITSTROMING
In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van kokende
vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen beschreven.
15.5.1 Instantane vrijzetting
Voor de instantane vrijzetting van een kokende vloeistof en een tot vloeistof verdicht gas wordt isentrope
expansie tot atmosferische druk verondersteld.
15.5.2 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder
Er wordt verondersteld dat het lek ontstaat ten gevolge van het afbreken van een pijpje met een lengte van
10 cm op de houder. Hierbij wordt gebruik gemaakt van een Homogeen EvenwichtsModel (zoals TPDIS of
Leung). Er wordt aangenomen dat de instroming in het pijpje ideaal is. Er wordt dus geen intrede- of
drukverlies in rekening gebracht.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-8
Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast.
Er wordt verondersteld dat het lek ontstaat in de vloeistoffase, zowel voor bovengrondse als ondergrondse
installaties en dit door een gat rechtstreeks op de houder, zodat een vloeistofuitstroming wordt
gemodelleerd. Het flashen van de vloeistof gebeurt dus na de opening. Het uitstroomdebiet wordt
bepaald zoals in §15.3.2.
15.5.3 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een leiding, verlaadarm of flexibel
Er wordt verondersteld dat de opening ontstaat ten gevolge van het afbreken van een pijpje met een lengte
van 10 cm aan de leiding, verlaadarm of flexibel. Hierbij wordt gebruik gemaakt van een Homogeen
EvenwichtsModel (zoals TPDIS of Leung). Er wordt aangenomen dat de instroming in het pijpje ideaal is. Er
wordt dus geen intrede- of drukverlies in rekening gebracht.
15.5.4 Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel
Bij breuk van leidingen of verlaadinstallaties is de manier waarop de stof getransporteerd wordt van belang.
− Bij situaties waarbij het debiet bepaald wordt door een pomp wordt het uitstroomdebiet
gelijkgesteld aan 1,5 maal het nominaal pompdebiet, zijnde het gemiddeld pompdebiet dat wordt
aangewend tijdens een normale verladingssituatie (met tegendruk);
− Bij situaties waarbij het debiet niet bepaald wordt door een pomp, wordt de gebruikte werkmethode
beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
15.5.5 Flash-, spray- en rain-outfractie
De berekening van de flash-, spray- en rain-outfractie is afhankelijk van het type vrijzetting, instantaan versus
continu.
15.5.5.1 Instantane vrijzettingen
De flashfractie wordt bij een instantane vrijzetting berekend uitgaande van een isentrope expansie van
begintoestand tot omgevingsdruk.
De spray- en rain-outfractie (respectievelijk en α) worden bepaald met volgende regels, afhankelijk van de
flashfractie:
− Beneden 10% flash wordt de “regel van Kletz” toegepast:
𝛿 = 𝜒
𝛼 = 1 − (𝛿 + 𝜒)
− Vanaf 36% flash is alles in de wolk terug te vinden:
𝛿 = 1 − 𝜒
𝛼 = 0
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-9
− Vanaf 10 tot 36% flash verloopt het aandeel der fracties lineair:
𝛿 =0,54 ∙ 𝜒 − 0,028
0,26
𝛼 = 1 − (𝛿 + 𝜒)
15.5.5.2 Continue vrijzettingen
Bij continue vrijzettingen wordt de flashfractie bepaald op basis van de wetten van behoud van massa, impuls
en energie.
De spray- en rain-outfractie (respectievelijk en α) worden bepaald met volgende formules:
𝛿 = min(4𝜒, 1 − 𝜒)
𝛼 = 1 − (𝛿 + 𝜒)
15.5.5.3 Mogelijke vereenvoudiging
Voor de berekeningen is het toegelaten om 100% in de wolk te veronderstellen op voorwaarde dat de som
van de flash- en de sprayfractie meer dan 90% bedraagt. Voor het bepalen van de hoeveelheid damp en
vloeistof in de wolk wordt de rain-outfractie bijgeteld bij de sprayfractie.
15.6 UITSTROMING UIT INSTALLATIES MET EEN NIET HOMOGENE INHOUD
Hieronder wordt een mogelijke werkwijze beschreven voor installaties met een duidelijk in samenstelling (en
temperatuur) verschillende damp- en vloeistoffase (vb. destillatiekolommen) en hiermee aanverwante
installaties met gelijkaardige problematiek.
Voor dergelijke installaties kunnen de effecten van de faalwijzen “groot lek”, “middelgroot lek” en “klein lek”
afzonderlijk bepaald worden voor de verschillende fasen (met voor elk een representatieve stof en
bijhorende condities). In dat geval wordt de bijhorende faalfrequentie 50/50 verdeeld over de beide fasen.
Indien het niveau van beide fasen in de installatie gekend is, kan dit evenwel gebruikt worden als basis voor
de verdeling.
De faalwijzen “breuk” en “volledige uitstroming in 10 minuten” worden berekend zoals deze van andere
procesinstallaties. Concreet wordt D10 bepaald als de lekdiameter die aanleiding geeft tot een vrijzetting in
10 minuten van de ogenblikkelijke massa aanwezig in de fase van de installatie die de grootste effecten
genereert (vb. vloeistoffase bij destillatiekolommen). Deze geldt voor beide fasen.
Voor beide fasen wordt hetzelfde vrijzettingspunt beschouwd.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-10
15.7 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/15 omtrent de uitstroming van waterstof
Tekstuele verduidelijkingen
Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-11
15.8 BIJLAGE: BEREKENING WRIJVINGSVERLIEZEN O.B.V. VERLIESTERMEN
Hieronder wordt een mogelijke methode aangereikt om de wrijvingsverliezen doorheen een leiding te
berekenen o.b.v. verliestermen. Indien deze methode niet wordt gevolgd, wordt in het veiligheidsdocument
beschreven op welke manier de wrijvingsverliezen werden bepaald.
15.8.1 Extra symbolen
Dp [m] (Inwendige) diameter van de leiding
fD [-] Darcy wrijvingsfactor
Ff [m] Dimensionele verliestermen
K1 [-] Verliesterm bij Re = 1
K [-] Verliesterm bij Re =
Kf [-] Niet-dimensionele verliestermen
Lp [m] Lengte van de leiding
r [m] Straal van de bocht van een elleboog
Re [-] Reynoldsgetal (ρ ∙ u ∙ Dp η⁄ )
u [m/s] Snelheid van het fluïdum
Griekse symbolen
β [-] Verhouding van gatdiameter tot inwendige leidingdiameter
ε [m] Wandruwheid van de leiding
η [N.s/m²] Dynamische viscositeit
15.8.2 Bepaling drukval o.b.v. verliestermen
De wrijvingsverliezen kunnen berekend worden aan de hand van dimensionele verliestermen Ff met behulp
van niet-dimensionele verliestermen Kf op basis van volgende gelijkheid (CCPS, 2000)
𝐹𝑓 = 𝐾𝑓 ∙ (𝑢2
2 ∙ 𝑔)
De drukval ∆P die wordt veroorzaakt door een stationaire fluïdumstroom in een leiding wordt ingeschat
middels de vergelijking van Darcy-Weisbach
∆𝑃 = 𝜌 ∙ 𝑔 ∙ 𝐹𝑓
De niet-dimensionele verliestermen Kf worden berekend met behulp van correlaties die specifiek zijn voor
het verliestype, zoals hieronder verder uitgelegd.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-12
15.8.3 Verliestermen in een rechte leiding
De niet-dimensionele verliestermen Kf worden berekend met
𝐾𝑓 = 𝑓𝐷 ∙𝐿𝑝𝐷𝑝
met de Darcy wrijvingsfactor fD afhankelijk van het stromingsregime
− Voor laminaire stroom (Re < 2000)
𝑓𝐷 =64
𝑅𝑒
− Voor turbulente stroom (Re > 2000) (wet van Colebrook-White)
1
√𝑓𝐷= − 2 ∙ log(
휀
3,715 ∙ 𝐷𝑝+
2,51
𝑅𝑒 ∙ √𝑓𝐷 )
De waarde voor de wandruwheid ε van de leiding wordt gelijkgesteld aan 45 μm (in de formule in te vullen
als 45 10-6 m).
15.8.4 Verliestermen in bochten, kranen
De verliezen die optreden in bochten, kranen, e.d. worden berekend met de 2-K-methode (Hooper, 1981),
waarin Kf gecorreleerd wordt aan 2 K-factoren, zijnde K1 en K∞, met
𝐾𝑓 =𝐾1𝑅𝑒+ 𝐾∞ ∙ (1 +
25,4
1000 ∙ 𝐷𝑝)
De K-factoren zijn getabelleerd voor verschillende types van bochten, kranen en andere objecten die de
stroming hinderen (zie Tabel 15-1).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-13
Tabel 15-1: 2K-factoren (D = Dp)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-14
Voor de inlaat- en uitlaatverliezen van leidingen alsook de verliezen die optreden ter hoogte van meetflenzen
wordt een aangepaste uitdrukking van de verliesterm gebruikt
𝐾𝑓 =𝐾1𝑅𝑒
+ 𝐾∞
En worden volgende waarden gebruikt
− Voor pijpinlaten: K1 = 160 en K = 0.5 voor normale ingangen en 1,0 voor Borda type ingang.
− Voor pijpuitlaten: K1 = 0 en K = 1,0.
− Voor gaten: K1 variabel en
𝐾∞ = 2,91 ∙ (1 − 𝛽2) ∙ (1
𝛽4− 1)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-15
15.9 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde
TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014;
Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-
deskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE,
2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de
programma’s Phast en Phast Risk en van de programma’s Effects en Riskcurves.
Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met
− de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen;
− de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen;
− de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma’s, opdat de berekeningen ook
effectief uitgevoerd kunnen worden.
Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de
wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de
verschillende softwareprogramma’s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis
gezocht worden.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
15.2 Algemene aspecten
Een instantane vrijzetting kan nooit gemodelleerd worden als een continue vrijzetting of omgekeerd. De
reden hiervoor is dat de vorm van de gaswolk en dus de effecten en de risico’s sterk van elkaar kunnen
verschillen, ook al is de maximale effectafstand (grosso modo) gelijk.
15.2.2.4 Uitstroomdebiet
Wat betreft het uitstroomdebiet voor fakkelbrand geldt dat bij opmaak van het Handboek
Risicoberekeningen verschillende werkwijzen gebruikt worden om het debiet te berekenen (LNE, 2015). Kort
samengevat zijn deze:
1. Debiet na ca. 30s voor directe ontsteking en na ca. 120s voor vertraagde ontsteking;
2. Meestal initieel debiet, anders o.b.v. een gedetailleerde analyse;
3. Debiet wordt ingedeeld in 5 zones en voor fakkelbrand wordt de hoogste zone genomen (zoals bij
verdamping voor de andere brandscenario’s).
Op het overlegmoment met de erkende VR-deskundigen van 20/12/2016 (LNE, 2016b) werd
overeengekomen om altijd met het initiële uitstroomdebiet te werken, ook voor fakkelbrand, behalve voor
de “lange” leidingen. Bij specifieke situaties met een sterk transiënt debiet, zoals bij de lange
(transport)leidingen, zijn andere werkwijzen mogelijk. Er wordt overeengekomen om hiervoor geen
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-16
limitatieve lijst op te stellen. Ook wordt geen standaardwerkwijze afgesproken. Vermoed wordt immers dat
dit niet zo vaak voorkomt. Als het voorkomt, wordt de werkwijze in het document beschreven, inclusief
motivering, en dan kan eventueel later een werkwijze afgesproken worden.
Tweezijdige uitstroming
In (RIVM, 2015) staat:
“Er vindt uitstroming plaats aan beide kanten van de breuk. Hierbij zijn verschillende mogelijkheden:
− Wanneer de uitstroming voornamelijk vanuit één zijde plaatsvindt, kan het scenario gemodelleerd
worden als breuk van één leiding.
− Wanneer de breuk optreedt in een lange transportleiding, wordt automatisch de verschillende
bijdragen van beide kanten van de breuk meegenomen in de berekening van de uitstroming.
− Wanneer de bijdragen van beide zijden van de leidingbreuk aan de uitstroming relevant zijn, moet
gerekend worden met één effectieve leidingdiameter, waarvoor het uitstroomdebiet overeenkomt
met het uitstroomdebiet van beide zijden opgeteld. Relevant is meer dan 10% van het
uitstroomdebiet en uitstroomhoeveelheid van één zijde.”
Bij de definities die aan de basis liggen van de faalfrequenties voor verladingsactiviteiten (zie §10.7.1) staat
bij de breukscenario’s: “De uitstroming is aan weerszijde van de volledige breuk.”
Op basis hiervan en om voor de pijpleidingen en de verladingen uit te gaan van dezelfde veronderstelllingen,
is besloten om voor beide tweezijdige uitstroming te veronderstellen. Een standaardwerkwijze voor de
concrete modellering wordt momenteel niet vastgelegd.
Tweezijdige uitstroming is weliswaar niet hetzelfde als terugstroming. Bij tweezijdige uitstroming wordt
verondersteld dat de inhoud van de volledige leidinglengte wordt meegenomen, evenwel zonder de inhoud
van de tank. Bij terugstroming wordt ook de inhoud van de tank meegenomen. En er is afgesproken om
geen terugstroming in rekening te brengen, omdat verondersteld wordt dat er wel altijd bepaalde
maatregelen, bv. terugslagklep, aanwezig zijn om het leegstromen van de tank te verhinderen.
Tweezijdige uitstroming zonder terugstroming
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-17
Tweezijdige uitstroming met terugstroming
15.2.4 Nalevering bij procesinstallaties
Op het overlegmoment van 25/06/2015 wordt besloten dat de voorgestelde werkwijze een vertrekpunt kan
zijn, maar dat dit nog met het nodige gezonde verstand dient gebruikt te worden, dat dit niet toepasbaar is
voor alle situaties (vb. nalevering betreft ander product dan installatie zelf), dat er (net zoals voor de Vlaamse
selectiemethode) nog heel wat praktische voorbeelden zullen moeten uitgewerkt worden vooraleer dit
volledig kan vastgelegd worden (LNE, 2015). Hiervoor zijn openingen in de tekst verwerkt.
15.2.4.1 Instantane vrijzetting
Deze tekst is gebaseerd op de tekst uit (Protec Engineering, 2015a) en (RIVM, 2015) en aangepast n.a.v. de
bijkomende uitleg van Paul Uijt de Haag van het RIVM (RIVM, 2012; RIVM, 2015) en het overlegmoment met
deskundigen (LNE, 2015), waar de deskundigen zich akkoord hebben verklaard om een onderscheid te maken
afhankelijk van de mogelijke vervolgscenario’s.
15.2.4.2 Continue vrijzetting
Deze tekst is gebaseerd op (Protec Engineering, 2015a).
15.2.5 Terugstroming
Er wordt overeengekomen om geen terugstroming in rekening te brengen, omdat er altijd wel “iets” is om
terugstroming te voorkomen (LNE, 2015). Het is ook geen gangbare praktijk bij de erkende VR-deskundigen.
15.2.6 Wrijvingsverliezen doorheen een leiding
Tijdens het overlegmoment wordt bevestigd dat wrijving bijna nooit wordt meegenomen door de erkende
VR-deskundigen, behalve impliciet bij de tot vloeistof verdichte gassen, omdat er anders geen flash kan
optreden (LNE, 2016a). Dit zit dan impliciet in het model (vb. Leung). Op basis daarvan en omdat het
conservatief is om het niet mee te nemen, is het hier ook niet verplichtend gemaakt.
15.3.2 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder
Dit is overgenomen uit (Protec Engineering, 2012).
15.3.4 Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel
Vloeistoffen kunnen op verschillende manier doorheen een leiding getransporteerd worden, ofwel met
behulp van een pomp, ofwel met behulp van bv. stikstofdruk. Voor de eerste wordt de vuistregel uit de
gangbare praktijk overgenomen. De factor 1,5 bij verlading met een pomp wordt toegepast omdat de pomp
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-18
bij het wegvallen van de belasting (tegendruk) doorgaans een hoger debiet levert. Bij de laatste is er geen
pompdebiet en kan de vuistregel o.b.v. het pompdebiet niet gebruikt worden.
15.4.2 Continue vrijzetting
De modellen uit (DNV & Protec Engineering, 2015) worden blijkbaar niet gebruikt (LNE, 2015). Hier werd dus
van afgestapt en er werd overgegaan op isentrope expansie, hetgeen gangbare praktijk is.
Voor waterstof worden met isentrope expansie onrealistisch hoge snelheden en lage temperaturen
bekomen. De aanname van een expansie met behoud van massa, energie en momentum (i.e. irreversibele
expansie) leunt hiervoor meer aan bij de realiteit en resulteert in jetsnelheden en –temperaturen die meer
geloofwaardig zijn.
15.5 Tweefasenuitstroming
Bij continue vrijzetting van kokende vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen kan conservatief gewerkt
worden met vloeistofuitstroming of er kan gerekend worden met flashen in de uitstroomopening, hetgeen
beter zou aansluiten bij de realiteit.
Mogelijke redenen om geen rekening te houden met flashen in de uitstroomopening zijn:
− Op dit moment wordt dit door de meeste deskundigen op deze manier toegepast.
− Er wordt verondersteld dat een lek overeenkomt met een (vlakke) opening in de houder en dat er
dus geen uitstroming doorheen een pijpje is, wat wel verondersteld wordt bij flashen.
− Uit de case studie is gebleken dat er voor grote tanks geen relevant verschil is, indien de tankhoogte
in rekening wordt gebracht.
− Deze rekenmethode is eenvoudiger. Anders moeten nog bijkomende zaken vastgelegd worden:
model, pijplengte, al dan niet meenemen vloeistofkolom of pompdruk, …
− Bij de case studies was gebleken dat bij toepassen van 2-fase uitstroming er onverklaarbare
verschillen bleven bestaan.
Dit wordt hieronder uitgewerkt voor de verschillende installatietypes.
15.5.2 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder
Bij het uitwerken van de case studies (DNV, 2014; Protec Engineering, 2014; Sertius, 2014; SGS, 2014) blijkt
dat de meesten normaal werken met vloeistofuitstroming. Indien flashen in de uitstroomopening wordt
toegepast dan zijn er nog een heel aantal verschillen in de manier waarop dit gebeurt. Tijdens het
overlegmoment van december 2016 worden 4 verschillende methodes geïdentificeerd, die op dat moment
worden gebruikt door de erkende VR-deskundigen (LNE, 2016b):
1. Met flashen in de uitstroomopening (dit impliceert dat geen rekening wordt gehouden met een
vloeistofkolom of hydrostatische druk boven de uitstroomopening);
2. Voor grote lekkages (groot lek en UTM) wordt de uitstroming gemodelleerd als een uitstroming
doorheen een kort pijpje (10 cm) zonder rekening te houden met intredeverlies (Cd = 1), voor kleinere
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-19
lekkages wordt de uitstroming gemodelleerd als een uitstroming doorheen een gat rechtstreeks op
de tank;
3. Zelfde als methode B maar dan rekening houdend met het feit dat de instroming in het pijpje niet
ideaal is, maar gepaard gaat met een drukverlies (Cd = 0,62) en dit voor alle lekken;
4. Steeds uitstroming doorheen een gat rechtstreeks op de tank (rekening houdend met een
vloeistofkolom of hydrostatische druk boven de uitstroomopening, impliceert dit een zuivere
vloeistofuitstroming en dus geen flashen in de opening).
Uiteindelijk wordt besloten om voor de werkwijze te gaan die het meest realistisch lijkt.
15.5.3 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een leiding, verlaadarm of flexibel
Deze werkwijze is overeengekomen tussen de erkende VR-deskundigen (LNE, 2015).
15.5.4 Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel
Alle deskundigen verklaren zich akkoord om voor breuk van flexibels, laadarmen en korte leidingen, oftewel
overal waar het debiet bepaald wordt door de pomp, ook te werken met 1,5 x pompdebiet (LNE, 2016b). Bij
“lange” leidingen is dit geen optie.
15.5.5 Flash-, spray- en rain-outfractie
In geval van een accidentele vrijzetting van een tot vloesitof verdicht gas uit een opslagtank of installatie zal
een deel van het vrijgezette vloeibare gas onder invloed van een plotse drukdaling instantaan verdampen
(zgn. flash-fractie). Het resterende deel zal in de vorm van een straal vloeistofdruppels in de omgeving
worden vrijgezet. Afhankelijk van de snelheid en de diameter van deze vloeistofdruppels, de
vrijzettingshoogte, de uitstroomrichting en de aanwezigheid van eventuele obstakels in de baan van de straal
zal een deel van deze vloeistofdruppels verdampen in de atmosfeer (zgn. spray-fractie) of op de grond
terechtkomen en aldaar een plas vormen (zgn. rainout-fractie).
Bij het uitvoeren van een QRA wordt de flash-fractie bepaald door de toestand van het vrijgezette product
na expansie tot op atmosferische druk. De omvang van de spray- en rainout-fractie kan worden ingeschat
met behulp van eenvoudige rekenregels of kan worden berekend met meer complexe druppelmodellen
waarin een representatieve druppelgrootte, het traject en de verdamping van deze druppels wordt
berekend.
In (VITO, 1997) werd onderzoek gedaan naar modellen en rekenregels voor het bepalen van flash-, spray- en
rainoutfracties bij vrijzetting van een tot vloeistof verdicht gas. De conclusie van het onderzoeksrapport was
de volgende:
− Voor instantane lozingen zijn er onvoldoende experimenten op grote schaal, waardoor er
onvoldoende fysische en thermodynamische inzichten zijn in de complexe fenomenen die bij een
instantane lozing optreden. Bijgevolg wordt voorgesteld de spray- en rainout-fractie te bepalen in
functie van de berekende flash-fractie aan de hand van gekende vuistregels.
− Voor continue lozingen zijn er voldoende grootschalige experimenten om ontwikkelde
computercodes te valideren. Deze computercodes kunnen nog verder verfijnd worden door het
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-20
inbouwen van de meest recente fysische en thermodynamische modellen die het lozings- en
dispersieproces beschrijven. Bovendien kan hierin de invloed van de omgeving (bv. aanwezigheid van
obstakels) in rekening worden gebracht.
Op basis van deze studie werd in 1997 een richtlijn (LIN, 1997) uitgevaardigd waarbij zowel voor de flash-, als
voor de spray- en rain-outfractie vuistregels worden opgelegd. Voor continue lozingen kon hier eventueel
wel van afgeweken worden door gebruik te maken van bestaande gevalideerde computermodellen.
De flashfractie kan ondertussen wel makkelijk berekend worden met de softwareprogramma’s. Een
consensus werd hierover gevonden in de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-deskundigen.
Voor de spray- en rain-out fractie is in §2.3.5.7 van het Gele Boek (VROM, 2005d) een methode beschreven
waarmee een meer nauwkeurige berekening kan gebeuren door rekening te houden met druppelvorming en
-verdamping. Deze formules bevatten blijkbaar wel nog een aantal fouten en onduidelijkheden en deze
publicatie wordt ook niet meer geactualiseerd, waardoor het niet evident is om deze te gebruiken (Protec
Engineering, 2017; TNO, 2017).
Bij het gebruik van eenvoudige rekenregels is de spray- en rainout-fractie doorgaans functie van één of enkele
parameters zoals de oververhittingsgraad van het vloeibare gas in de installatie of de berekende flash-fractie
en de aard van de vrijzetting. Bij gebruik van een meer complex druppelmodel zullen meerdere parameters
zoals de snelheid en richting van de geëxpandeerde jet, de vrijzettingshoogte en de mogelijke aanwezige
obstakels in de vrijzettingsrichting een belangrijke impact hebben op het resultaat van de berekening.
Aangezien in een QRA veel generieke vrijzettingsscenario’s worden bestudeerd waarvoor de exacte
vrijzettingscondities (o.a. vrijzettingshoogte, -richting, aanwezigheid van obstakels in de baan van de
vrijzetting) niet gekend zijn, is een bepaling van de spray- en rainout-fractie op basis van eenvoudige
rekenregels aanvaardbaar.
Op basis van al deze overwegingen werd besloten om voor de flashfractie uit te gaan van de meer
nauwkeurige berekeningen en om voor de spray- en rain-outfractie uit te gaan van de vuistregels. De formule
voor isentrope expansie, die gebruikt wordt bij de flashfractie, mag daarbij niet vereenvoudigd worden m.b.v.
de vereenvoudigde reeksontwikkeling (enkel gebruik van de 1e term), zoals vroeger wel mogelijk was ten
tijde van de richtlijn van 1997.
15.5.5.3 Mogelijke vereenvoudiging
Om de QRA te vereenvoudigen wordt overeengekomen (LNE, 2016a) om een vereenvoudiging toe te laten
als er een zeer kleine rain-out fractie is. Hierbij wordt “zeer klein” vertaald als 10% van de totale hoeveelheid,
zoals vaak als grens voor “significant” wordt gehanteerd. Voor de hoeveelheid damp en vloeistof in de wolk,
die als input voor het dispersiemodel moet ingegeven worden, wordt besloten dat het optellen van de
verwaarloosde rain-outfractie bij de sprayfractie het meest logische is, omdat dan vloeistof bij vloeistof wordt
geteld. Proportioneel verdelen is modeltechnisch nogal moeilijk en geniet zeker niet de voorkeur.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-21
15.6 De kwantitatieve risicoanalyse
Deze tekst is gebaseerd op de voorgestelde methode voor destillatiekolommen uit (Protec Engineering,
2015a).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-1
MODULE 16. PLASVORMING EN VERDAMPING
De vrijzetting van een vloeistof leidt tot de vorming van een plas. Deze plas zal zich verspreiden over de
ondergrond en zal ondertussen verdampen ten gevolge van verschillende factoren (zie Figuur 16-1). Het
totale verdampingsdebiet wordt berekend op basis van
− de vorming en verspreiding van de plas;
− de massaoverdracht, oftewel de eigenlijke verdamping;
− de convectieve warmteoverdracht tussen de luchtstroming en de plas;
− de warmtegeleiding tussen de ondergrond en de plas;
− de warmtestraling tussen de omgeving (met inbegrip van de zon) en de plas.
Figuur 16-1: Factoren die het verdampingsdebiet beïnvloeden
Eerst wordt de relatie tussen deze aspecten besproken, met name het stelsel gekoppelde
differentiaalvergelijkingen waaruit het verdampingsdebiet bepaald wordt. Daarna worden alle aspecten met
betrekking tot plasspreiding en –verdamping één voor één besproken, zowel voor vrijzetting op land als voor
vrijzetting op water, wordt uitgelegd op welke manier de overgang tussen koken en verdampen wordt
bepaald, op welke manier een conservatieve benadering voor het bepalen van de plasgrootte kan worden
toegepast, op welke manier de verdamping van de rain-outfractie bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-2
gassen wordt meegenomen en met welk representatief verdampingsdebiet wordt verder gewerkt in de
dispersiemodellen.
Op het einde worden een aantal mogelijkheden tot beperking van de plasgrootte en de bepaling van het
vrijzettingspunt weergegeven.
16.1 SYMBOLEN
A [m²] Oppervlakte van de plas
Atop [m²] Oppervlakte van het bovenoppervlak van de plas
Awarmte [m²] Warmtewisselend oppervlak
c0 [kg/m³] Concentratie van de verdampende stof aan het oppervlak van de plas
cp [J/kg.K] Specifieke warmte bij constante druk (lucht: 1001 J/kg.K bij 1,013 bar en 13°C)
C [-] Turbulente wrijvingscoëfficiënt
D [m] Diameter van een cirkelvormige plas
Deq [m] Equivalente plasdiameter bij een inkuiping
Dv [m²/s] Molaire diffusiviteit
f [-] Factor die de radiale beweging van water onder de zich op water verspreidende
plas beschrijft
F [m/s²] Wrijvingskracht
FL [m/s²] Laminaire wrijvingskracht
FT [m/s²] Turbulente wrijvingskracht
g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²)
g’ [m/s²] Gereduceerde valversnelling
h [m] Gemiddelde hoogte van de plas
h [W/m².K] Gemiddelde convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt
h' [W/m².K] Gemiddelde warmteoverdrachtscoëfficiënt
he [m] Gemiddelde dynamische hoogte van de plas
hf [m] Plashoogte aan de rand van de plas
hf,max [m] Hulpvariabele in de berekening van de plashoogte aan de rand van de plas
hm [m/s] Massaoverdrachtscoëfficiënt
hmin [m] Minimale hoogte van de vloeistof in de plas
hp [m] Gemiddelde hoogte van de individuele plassen, uitgemiddeld over de hele
landoppervlakte; oftewel het vloeistofvolume per oppervlakte-eenheid dat in
de plasjes van een ruwe ondergrond wordt vastgehouden
k [W/m.K] Warmtegeleidingscoëfficiënt (lucht: 0,023 W/m.K)
L [m] Lengte van een rechthoekige plas
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-3
L’ [-] Dimensieloze lengte van de plas
m [kg/s] Vrijzettingsdebiet
mp [kg] Massa in de plas
mv [kg/s] Verdampingsdebiet
MW [kg/mol] Molaire massa
n [-] Windprofielfactor
N [-] Hulpvariabele in de berekening van de vormfactor van de plas
Pa [Pa] Atmosferische druk
Pv [Pa] Verzadigingsdruk
Pr [-] Prandtlgetal (ν/α) (lucht: 0,708 bij 1,013 bar en 13 °C)
PrT [-] Turbulente Prandtl-getal (0,85)
qgeleiding [W/m²] Geleidingswarmteflux
qstraling [W/m²] Warmtestralingsflux
Qconvectie [W] Convectieve warmteoverdrachtsvermogen
Qgeleiding [W] Warmtegeleidingsvermogen
Qstraling [W] Warmtestralingsvermogen
r [m] Straal van de plas
R [J/mol.K] Universele gasconstante (8,3145 J/mol.K)
Re [-] Reynoldsgetal (uw ∙ D/ν)
Re0 [-] Ruwheids Reynoldsgetal
s [-] Vormfactor van de plas
Sc [-] Schmidtgetal (ν/Dv)
ScT [-] Turbulente Schmidt-getal (0,85)
t [s] Tijd (vanaf de start van de vrijzetting)
T0 [K] Temperatuur van de bron
Tg [K] (Initiële) temperatuur van de grond
Tp [K] Temperatuur van de plas
Tw [K] Temperatuur van het water
u∗ [m/s] Wrijvingssnelheid
up [m/s] Radiale snelheid van de plas
uw [m/s] Windsnelheid op een hoogte van 10 m
V [m³] Volume van de vloeistof in de plas
z0 [m] Ruwheidslengte
Griekse symbolen
αg [m²/s] Thermische diffusiviteit van de grond
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-4
β [-] Empirische functie in het concentratieprofiel; gebruikt bij massa-
overdracht
βh [-] Empirische functie in het concentratieprofiel; gebruikt bij convectieve
warmteoverdracht
c [kg/m³] Concentratieverschil tussen de omgeving en het oppervlak van de plas
Hv [J/kg] Verdampingswarmte
T [K] Temperatuurverschil tussen de omgeving en het oppervlak van de plas
ε [-] Dimensieloze parameter voor het effect van grond op de stroming
η [N.s/m²] Dynamische viscositeit van de vloeistof in de plas
ηw [N.s/m²] Dynamische viscositeit van het water (1,21.10-3 N.s/m² bij 13°C)
κ [-] Constante van von Karman (0,4)
[W/m.K] Thermische conductiviteit (geleidbaarheid) van de grond
[m²/s] Kinematische viscositeit (lucht: 1,45.10-5 m²/s bij 1,013 bar en 13 °C)
w [m²/s] Kinematische viscositeit van water (1,21.10-6 m²/s bij 13°C)
ρ [kg/m³] Densiteit
ρa [kg/m³] Densiteit van de lucht
ρw [kg/m³] Densiteit van water (998,8 kg/m³ bij 13°C)
σ [Pa] Oppervlaktespanning van de vloeistof in de plas in combinatie met water
[-] Correctiefactor
16.2 VERDAMPINGSDEBIET
De oppervlakte van de plas en het verdampingsdebiet worden bepaald uit een stelsel gekoppelde
differentiaalvergelijkingen.
− De verspreiding van de plas in functie van de tijd wordt gegeven door de vergelijkingen 𝑑𝑟
𝑑𝑡= ⋯ uit
§16.3.1. Hiermee wordt de oppervlakte van de plas bepaald.
− De massabalans stelt dat de massa mp in de plas op elk ogenblik wordt bepaald door de vrijgezette
hoeveelheid m𝑠 verminderd met de verdampte hoeveelheid mv. De massabalans wordt gegeven
door
𝑑𝑚𝑝
𝑑𝑡= 𝑚𝑠 − ��𝑣
− De energiebalans stelt dat de temperatuur van de plas (en dus de thermische energie van de plas) in
de tijd wijzigt ten gevolge van warmtewisseling met de ondergrond, convectieve warmteoverdracht
en warmtestraling, ten gevolge van de warmte die wordt toegevoegd door de vrijgezette
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-5
hoeveelheid en ten gevolge van de warmte die wordt verloren door verdamping van de plas. De
energiebalans wordt gegeven door
𝜌 ∙ 𝑉 ∙ 𝑐𝑝 ∙𝑑𝑇𝑝𝑑𝑡
= ��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 + ��𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑒 + ��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 +𝑚𝑠 ∙ ∫ 𝑐𝑝(𝑇) ∙ 𝑑𝑇𝑇𝑝
𝑇0
− ��𝑣 ∙ Δ𝐻𝑣(𝑇𝑝)
Het volledige stelsel differentiaalvergelijkingen wordt in rekening gebracht.
Indien er slechts een beperkte verdamping optreedt (weinig vluchtige vloeistoffen) en indien de vloeistof
vrijkomt bij omgevingstemperatuur, zal de temperatuur van de vloeistofplas ook tijdens het verdampen
nauwelijks verschillen van de omgevingstemperatuur. In dit geval volstaat een massabalans die stelt dat de
massa in de plas in de tijd wijzigt ten gevolge van o.a. het vrijzettingsdebiet en het verdampingsdebiet.
Indien het verdampingsdebiet echter zo hoog is dat hierdoor de temperatuur van de vloeistofplas daalt onder
de temperatuur van de omgeving (zeer vluchtige vloeistoffen), dient er naast een massabalans ook een
energiebalans opgesteld te worden. In deze energiebalans wordt er rekening gehouden met de thermische
energie van de vloeistof bij vrijzetting en met de warmtewisseling die optreedt tussen de plas en de omgeving
via geleiding (doorheen de ondergrond), via convectie (i.e. de wind), via straling (i.e. de zonnestraling) en via
verdamping.
16.3 PLASSPREIDING EN -VERDAMPING
Na vrijzetting zal de vloeistof zich over de ondergrond verspreiden o.i.v. de zwaartekracht. De straal van de
plas neemt toe in de tijd. Tijdens het verspreiden van de plas gaat de stof tegelijkertijd verdampen. Deze
aspecten zijn dus onlosmakelijk met elkaar verbonden.
De algemene principes zoals hieronder beschreven gelden voor alle bovengrondse installaties en voor
ondergrondse leidingen. Er wordt voor het bepalen van de plasgrootte geen onderscheid gemaakt tussen
boven- en ondergrondse leidingen. Voor ondergrondse tanks wordt in §16.4.1 specifiek aangegeven op
welke manier de plasgrootte moet bepaald worden.
Bij vrijzettingen uit verlaadinstallaties voor scheepsverladingen wordt ervan uitgegaan dat de gehele
vrijzetting op water terecht komt. Het betreft enkel de verlaadarmen en flexibels, niet de leidingen er
naartoe. Vrijzettingen uit de leidingen worden behandeld als vrijzettingen op land.
Bij vrijzettingen uit andere installaties waarbij verwacht wordt dat (deels) plasvorming op het water zal
optreden, wordt hier ook mee rekening gehouden. De eigen methodologie wordt in dit geval grondig
beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
Bij gebruik van een representatieve stof kan geen rekening gehouden worden met de mogelijke bezinking
van het product en met de oplosbaarheid van product in water, indien dit niet voor alle mogelijks aanwezige
stoffen van toepassing is.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-6
16.3.1 Plasspreiding
De formules van Webber (Webber, 1990), zoals hieronder uitgewerkt, worden gebruikt voor de plasspreiding
in de tijd op land en op water. Hierbij worden de zwaartekracht, de inertiekracht en de wrijving met de
ondergrond in rekening gebracht.
Indien de methode van Webber niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast.
De spreiding van de plas wordt bepaald met de eenvoudige formule van (DNV Software, 2006)
𝑑𝑟
𝑑𝑡= √2 ∙ 𝑔 ∙ (ℎ − ℎ𝑚𝑖𝑛)
Volgende minimale plashoogte hmin wordt gebruikt voor het berekenen van de plasgroottes op land en op
water:
− 25 mm voor onverharde grond en grind;
− 10 mm voor beton en verharde grond;
− 20 mm voor water (o.b.v. (TNO, 1988)).
Op het moment dat de minimale plashoogte wordt bereikt en er geen producttoevoer meer is naar de
plas, wordt aangenomen dat de straal terug afneemt en blijft de hoogte gelijk.
Om de plasspreiding van een vrijgezette vloeistof te berekenen met het model van Webber moet een stelsel
differentiaalvergelijkingen met bijbehorende beginvoorwaarden opgelost worden. Hierbij wordt ook
rekening gehouden met de verdamping uit de plas, die tegelijkertijd plaatsvindt.
Het model definieert een vormfactor s voor de plas en een wrijvingskracht F. De waarde van de vormfactor
bepaalt de invulling van een aantal functies. De waarde van de wrijvingskracht is afhankelijk van het type
ondergrond. Hieronder worden eerst een aantal algemene aspecten besproken, waarna wordt overgegaan
op de specifieke uitwerking voor plasspreiding op land en plasspreiding op water.
Op een gegeven moment, wanneer de radiale snelheid van de plas gelijk wordt aan 0 (bv. doordat de
verdampte hoeveelheid even groot is als de vrijgezette hoeveelheid), zal de plas stoppen met zich verder te
verspreiden. Hieronder wordt ook beschreven op welke manier dan wordt verder gewerkt.
16.3.1.1 Algemeen
16.3.1.1.1 Differentiaalvergelijkingen
Het berekenen van de plasspreiding komt neer op het oplossen van het stelsel differentiaalvergelijkingen.
𝑑𝑉
𝑑𝑡= ⋯
𝑑𝑟
𝑑𝑡= ⋯
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-7
𝑑𝑢𝑝𝑑𝑡
= ⋯
Voor een continue vrijzetting worden volgende beginvoorwaarden voorgesteld:
− Volume: V = 0,001 m³;
− Straal: r = 0,1 m;
− Radiale snelheid: up = 1 m/s.
De beginvoorwaarden voor een instantane vrijzetting zijn het volume dat (instantaan) vrijkomt, de straal van
het initiële volume (bv. de straal van de opslagtank) en de initiële snelheid (waarvoor 1 m/s wordt
voorgesteld).
De invulling van het rechterlid van de eerste differentiaalvergelijking gebeurt afhankelijk van het type
vrijzetting. Voor een instantane vrijzetting waarbij geen verdamping in rekening wordt gebracht geldt
𝑑𝑉
𝑑𝑡= 0
Indien verdamping in rekening wordt gebracht tijdens de plasspreiding wordt deze uitdrukking
𝑑𝑉
𝑑𝑡= −
��𝑣
𝜌
Voor een continue vrijzetting met een debiet ��𝑠 waarbij geen verdamping in rekening wordt gebracht geldt
𝑑𝑉
𝑑𝑡=��𝑠
𝜌
Indien verdamping in rekening wordt gebracht tijdens de plasspreiding wordt deze uitdrukking
𝑑𝑉
𝑑𝑡=��𝑠
𝜌−��𝑣
𝜌
De invulling van de rechterleden van de andere differentiaalvergelijkingen gebeurt afhankelijk van de aard
van de ondergrond, zoals hieronder beschreven.
16.3.1.1.2 Diepteprofiel van de plas
In het model wordt een dimensieloze vormfactor s gebruikt o.b.v. de plashoogte hf aan de rand van de plas
en de gemiddelde hoogte h.
h
hs
f=
Verder worden volgende functies van s gebruikt.
Indien 𝑠 ≤ 2
Ψ(𝑠) = 1 − 𝑠
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-8
𝑗(𝑠) = 1
Indien 𝑠 > 2
Ψ(𝑠) = −𝑠2
4
𝑗(𝑠) =2
𝑠
16.3.1.1.3 Wrijving met de ondergrond
De wrijvingskracht F is zodanig gedefinieerd dat deze hetzelfde teken heeft als up. De absolute waarde van F is het maximum van de absolute waarden van de laminaire wrijvingskracht FL en de turbulente wrijvingskracht FT.
𝐹 = max (|𝐹𝑇|, |𝐹𝐿|)
𝐹𝐿 = 𝑗2(𝑠) ∙ 2,53 ∙ 𝑐 ∙ 𝜈 ∙
𝑢𝑝
ℎ𝑒2 ∙ (1 − 𝑓)
𝐹𝑇 = 𝑗(𝑠) ∙ 4,49 ∙ 𝐶 ∙𝑢𝑝2
ℎ𝑒
Hierin hangen c en f af van de aard van de ondergrond, zoals verder beschreven.
Voor de turbulente wrijvingscoëfficiënt C wordt een waarde van 1,6.10-3 aangenomen.
16.3.1.1.4 Oppervlakte van de plas
De oppervlakte A van de plas wordt berekend als
𝐴 = 𝜋 ∙ 𝑟2
16.3.1.1.5 Plasspreiding in combinatie met verdamping
Het verdampingsdebiet van een niet-kokende vloeistof wordt berekend met (zie ook §16.3.2)
��𝑣 = −ℎ𝑚 ∙ 𝐴𝑡𝑜𝑝 ∙ ∆𝑐 ∙𝑃𝑎𝑃𝑣∙ ln(1 −
𝑃𝑣𝑃𝑎)
waarin Atop de oppervlakte van het bovenoppervlak van de plas is.
𝐴𝑡𝑜𝑝 = 𝑗(𝑠) ∙ 𝐴 = 𝑗(𝑠) ∙ 𝜋 ∙ 𝑟2
16.3.1.2 Plasspreiding op land
De plasspreiding op land op en nabij industriële sites betreft plasspreiding op ruwe oppervlakken. Voor ruwe
oppervlakken worden twee vloeistoflagen onderscheiden, met name een dynamisch deel met gemiddelde
hoogte he en een stilstaand deel dat de individuele plassen opvult, met gemiddelde hoogte hp van de
individuele plassen, uitgemiddeld over de hele landoppervlakte. Hieruit volgt voor ruwe oppervlakken
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-9
ℎ𝑒 =𝑉
𝐴− ℎ𝑝
waarbij het volume in de plas bepaald wordt door de massabalans.
Voor hp worden volgende waarden gebruikt:
− 5 mm voor beton en stenen;
− 10 mm voor normale zandgrond, gravel en rangeerterreinen;
− 20 mm voor ruwe zandgrond, akkerland en grasland; en
− 25 mm voor zeer ruwe zandgrond met putten.
16.3.1.2.1 Differentiaalvergelijkingen
De straal van de plas volgt uit
𝑑𝑟
𝑑𝑡= 𝑢𝑝 ∙ (1 −
2
휀∙ Φ(ε))
met
Φ(ε) = √1 + 휀 − 1
휀 =8 ∙ 𝑢𝑝
2
𝑔 ∙ ℎ𝑝
De radiale snelheid van de plas volgt uit
𝑑𝑢𝑝𝑑𝑡
=4 ∙ 𝑔 ∙ ℎ𝑒 ∙ Ψ(𝑠)
𝑟− 𝐹
16.3.1.2.2 Diepteprofiel van de plas
De vormfactor s wordt gegeven door
𝑠 = Φ(ε) ∙ℎ𝑝2 ∙ ℎ𝑒
16.3.1.2.3 Wrijving met de ondergrond
Voor plasspreiding op land geldt f = 0 en c = 3,0 zodat
𝐹𝐿 = 𝑗2(𝑠) ∙ 7,59 ∙ 𝜈 ∙
𝑢𝑝
ℎ𝑒2
16.3.1.3 Plasspreiding op water
Voor plasspreiding op water geldt
ℎ = ℎ𝑒 =𝑉
𝐴
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-10
16.3.1.3.1 Differentiaalvergelijkingen
De straal van de plas volgt uit
𝑑𝑟
𝑑𝑡= 𝑢𝑝
De radiale snelheid van de plas volgt uit
𝑑𝑢𝑝𝑑𝑡
=4 ∙ 𝑔′ ∙ ℎ𝑒 ∙ Ψ(𝑠)
𝑟− 𝐹
met
𝑔′ = 𝑔 ∙𝜌𝑤 − 𝜌
𝜌𝑤
16.3.1.3.2 Diepteprofiel van de plas
De vormfactor s wordt gegeven door
𝑠 = 𝑁 +√𝑁2 + (ℎ𝑓,𝑚𝑎𝑥
ℎ)
2
met
ℎ𝑓,𝑚𝑎𝑥 = 𝑚𝑎𝑥 (√𝜎
𝑔 ∙ 𝜌; √6 ∙ ν ∙ 𝑚𝑠
𝜌 ∙ 𝜋 ∙ 𝑔
4
)
Indien up > 0
𝑁 =𝑢𝑝2
2,324 ∙ 𝑔′ ∙ ℎ
Indien up ≤ 0 (zie §16.3.1.4 voor de verdere uitwerking)
N = 0
16.3.1.3.3 Wrijving met de ondergrond
Voor plasspreiding op water geldt c = 0,66 zodat
𝐹𝐿 = 𝑗2(𝑠) ∙ 1,67 ∙ 𝜈 ∙
𝑢𝑝
ℎ𝑒2 ∙ (1 − 𝑓)
waarbij f berekend wordt uit de impliciete functie
𝜉 ∙ 𝑓3 2⁄ = 1 − 𝑓
met
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-11
𝜉 =휂
휂𝑤∙ √𝑢𝑝 ∙ ℎ𝑒
2
𝜈𝑤 ∙ 𝑟∙1
𝑗(𝑠)
16.3.1.4 Einde plasspreiding
Het model van Webber (1990) laat toe de plasspreiding te berekenen tot het moment waarop de radiale
snelheid up = 0 en de plas een diepte hlim bereikt. Het daaropvolgende krimpen van de plas (omwille van de
verdamping) wordt berekend met (Brambilla & Manca, 2009).
𝑟 = √𝑉
𝜋 ∙ ℎ𝑙𝑖𝑚
waarbij hlim gelijk is aan de waarde van h uit de formules voor de bepaling van de radiale snelheid van de plas
indien up = 0.
Concreet worden indien up ≤ 0 de differentiaalvergelijkingen voor de straal en de frontsnelheid (zowel voor
plasspreiding op land als op water) vervangen door
𝑑𝑟
𝑑𝑡=
1
2 ∙ √𝜋 ∙ ℎ𝑙𝑖𝑚 ∙ 𝑉∙𝑑𝑉
𝑑𝑡
en
𝑑𝑢𝑝
𝑑𝑡= 0
16.3.2 Massaoverdracht
Het verdampingsdebiet van een niet-kokende vloeistof wordt berekend met
��𝑣 = −ℎ𝑚 ∙ 𝐴𝑡𝑜𝑝 ∙ ∆𝑐 ∙𝑃𝑎𝑃𝑣∙ ln(1 −
𝑃𝑣𝑃𝑎)
waarbij Atop bepaald wordt volgens §16.3.1.1.5.
Het concentratieverschil ∆c wordt gegeven door de concentratie c0 van de verdampende stof aan het
oppervlak van de plas, in de veronderstelling dat de concentratie van de verdampende stof in de omgevende
lucht nul is. Deze laatste wordt met behulp van de ideale gaswet berekend uit de verzadigingsdruk van de
vloeistof Pv.
𝑐0 =𝑀𝑊 ∙ 𝑃𝑣(𝑇𝑝)
𝑅 ∙ 𝑇𝑝
16.3.2.1 Rechthoekige plassen
Voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt hm wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking van
(Kunsch, 1998).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-12
ℎ𝑚 = 𝑢∗ ∙𝐶2
𝛽 +𝑆𝑐𝑇𝜅 ∙ 𝑛
∙ (𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)
𝑛1+2∙𝑛
met
𝐶1 =𝜅2 ∙ 𝑛 ∙ (1 + 𝑛) ∙ (1 + 2 ∙ 𝑛)
𝑆𝑐𝑇 ∙ 𝑒1 𝑛⁄
𝐶2 = 1 +1
2∙𝑛
1 + 𝑛
𝐿′ =𝐿
𝑧0
Voor het turbulente Schmidt-getal ScT wordt een waarde van 0,85 aangenomen.
De wrijvingssnelheid u∗wordt bepaald als
𝑢∗ =𝜅 ∙ 𝑢𝑤
ln(10𝑧0)
waarin uw de windsnelheid is op een hoogte van 10 m waarvoor de waarde overeenkomstig §3.3 wordt
bepaald (afhankelijk van de stabiliteitsklasse). De ruwheidslengte z0 wordt bepaald overeenkomstig §3.5.
De waarde voor n wordt middels een iteratieve procedure bepaald, waarbij
1
𝑛𝑖+1=1
𝑛𝑖+
1
1 + 2 ∙ 𝑛𝑖∙ ln(𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)
en waarbij als startwaarde voor ni de waarde 1/7 wordt gebruikt.
De waarde van wordt bepaald als
𝛽 = 7,3 ∙ 𝑅𝑒01 4⁄ ∙ 𝑆𝑐1 2⁄ − 5 ∙ 𝑆𝑐𝑇
Het ruwheids Reynoldsgetal wordt gegeven door
𝑅𝑒0 =𝑢∗ ∙ 𝑧0𝜈
waarin de kinematische viscositeit van lucht is.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-13
Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast.
Voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt op land wordt gebruik gemaakt van de
uitdrukking van (MacKay & Matsugu, 1973)
ℎ𝑚 = 0,004786 ∙ 𝑢𝑤0,78 ∙ (2 ∙ 𝑟)−0,11 ∙ 𝑆𝑐−0,67
16.3.2.2 Cirkelvormige plassen
Kunsch gaat uit van een rechthoekige plas met een lengte L in de windrichting en eenheidsbreedte. Voor een
cirkelvormige plas, zoals deze die bekomen wordt voor de vrije plasspreiding met het model van Webber (zie
§16.3.1), met diameter D kan benaderend een vierkante plas genomen worden met een lengte (en breedte)
gelijk aan
𝐿 =√𝜋
2∙ 𝐷
Vervolgens kunnen de formules voor rechthoekige plassen (§16.3.2.1) gebruikt worden.
16.3.3 Convectieve warmteoverdracht
Het convectieve warmteoverdrachtsvermogen wordt als volgt berekend
��𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑒 = ℎ ∙ 𝐴𝑡𝑜𝑝 ∙ ∆𝑇
waarbij Atop bepaald wordt volgens §16.3.1.1.5.
16.3.3.1 Rechthoekige plassen
Voor het berekenen van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt gebruikgemaakt van de
uitdrukking van (Kunsch, 1998)
ℎ = 𝜌𝑎 ∙ 𝑐𝑝 ∙ 𝑢∗ ∙𝐶2
𝛽ℎ +𝑃𝑟𝑇𝜅 ∙ 𝑛 ∙
(𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)
𝑛1+2∙𝑛
met
𝐶1 =𝜅2 ∙ 𝑛 ∙ (1 + 𝑛) ∙ (1 + 2 ∙ 𝑛)
𝑃𝑟𝑇 ∙ 𝑒1 𝑛⁄
𝐶2 = 1 +1
2∙𝑛
1 + 𝑛
𝐿′ =𝐿
𝑧0
De thermische en hydrodynamische eigenschappen zijn deze voor zuivere lucht. Voor het turbulente Prandtl-
getal PrT wordt een waarde van 0,85 aangenomen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-14
De wrijvingssnelheid u∗wordt bepaald als
𝑢∗ =𝜅 ∙ 𝑢𝑤
ln(10𝑧0)
waarin uw de windsnelheid is op een hoogte van 10 m waarvoor de waarde overeenkomstig §3.3 wordt
bepaald (afhankelijk van de stabiliteitsklasse).
De ruwheidslengte z0 wordt bepaald overeenkomstig §3.5.
De waarde voor n wordt middels een iteratieve procedure bepaald, waarbij
1
𝑛𝑖+1=1
𝑛𝑖+
1
1 + 2 ∙ 𝑛𝑖∙ ln(𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)
en waarbij als startwaarde voor ni de waarde 1/7 wordt gebruikt.
De waarde van h wordt bepaald als
𝛽ℎ = 7,3 ∙ 𝑅𝑒01 4⁄ ∙ 𝑃𝑟1 2⁄ − 5 ∙ 𝑃𝑟𝑇
Het ruwheids Reynoldsgetal wordt gegeven door
𝑅𝑒0 =𝑢∗ ∙ 𝑧0𝜈
waarin de kinematische viscositeit van lucht is.
Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast.
Voor het berekenen van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt gebruik gemaakt van de
formule uit (DNV Software, 2006):
− voor een laminaire stroming (Re < 3,2.105)
ℎ = 0,664 ∙𝑘
𝐿∙ 𝑅𝑒0,5 ∙ 𝑃𝑟0,33
− voor een turbulente stroming (Re > 3,2.105)
ℎ = 0,037 ∙𝑘
𝐿∙ (𝑅𝑒0,8 − 15200) ∙ 𝑃𝑟0,33
De thermische en hydrodynamische eigenschappen zijn deze voor zuivere lucht. Het Prandtlgetal is dus
gelijk aan 0,72.
16.3.3.2 Cirkelvormige plassen
Kunsch gaat uit van een rechthoekige plas met een lengte L in de windrichting en eenheidsbreedte. Voor een
cirkelvormige plas, zoals deze die bekomen wordt voor de vrije plasspreiding met het model van Webber (zie
§16.3.1), met diameter D kan benaderend een vierkante plas genomen worden met een lengte (en breedte)
gelijk aan
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-15
𝐿 =√𝜋
2∙ 𝐷
Vervolgens kunnen de formules voor rechthoekige plassen (§16.3.2.1) gebruikt worden.
16.3.4 Warmtegeleiding
Het warmtegeleidingsvermogen is het product van de warmtegeleidingsflux en het warmtewisselend
oppervlak.
��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 = ��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 ∙ 𝐴𝑤𝑎𝑟𝑚𝑡𝑒
16.3.4.1 Warmtegeleiding op land
Voor het berekenen van de warmtegeleidingsflux op land wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking van
(Briscoe & Shaw, 1980) voor een plas die zich radiaal verspreidt
��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 =𝜒 ∙ 𝜆 ∙ (𝑇𝑔 − 𝑇𝑝)
√𝜋 ∙ 𝛼𝑔∙ ∫
2 ∙ 𝜋 ∙ 𝑟′ ∙ 𝑑𝑟′
√𝑡 − 𝑡′
𝑟
0
waarin t’ de tijd is waarop de plas de straal r’ bereikt.
Voor specifieke situaties waarbij uitgegaan wordt van de maximale plas wordt gebruik gemaakt van de
uitdrukking voor een plas die zich niet verspreidt
��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 =𝜒 ∙ 𝜆 ∙ (𝑇𝑔 − 𝑇𝑝)
√𝜋 ∙ 𝛼𝑔 ∙ 𝑡
Voor een indringbare ondergrond wordt de correctiefactor gelijk gesteld aan 2,63 en voor een niet-
indringbare ondergrond aan 1. Dit is samen met de eigenschappen van de ondergrond met betrekking tot
warmtegeleiding weergegeven in Tabel 16-1 (van den Bosch, 2005) voor de meest voorkomende
ondergronden. In specifieke gevallen kan gebruik gemaakt worden van de andere ondergronden uit (van
den Bosch, 2005).
Tabel 16-1: Warmtegeleidingseigenschappen van verschillende ondergronden
Materiaal
[W.m.K]
[kg/m³]
Cp
[J/kg.K]
αg
[m²/s]
[-]
Beton 1,3 2400 920 5,9 10-7 1
Onverharde grond 0,9 2500 836 4,3 10-7 2,63
Grind 2,5 2000 1140 1,1 10-6 2,63
16.3.4.2 Warmtegeleiding op water
De warmtegeleidingsflux op water wordt gegeven door volgende formule
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-16
��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 = ℎ′ ∙ (𝑇𝑤 − 𝑇𝑝)
waarbij voor h’ een empirisch bepaalde waarde van 500 W/m².K gebruikt wordt.
16.3.4.3 Warmtewisselend oppervlak
Voor bovengrondse installaties is het warmtewisselend oppervlak gelijk aan de plasoppervlakte. De
opstaande wanden van de inkuiping worden niet meegenomen.
Voor ondergrondse tanks (inclusief ingeterpte tanks) is het warmtewisselend oppervlak gelijk aan de som
van alle oppervlakten (wanden, bodem, dak) van de tank in contact met de bodem vóór de installatie faalt.
16.3.5 Warmtestraling
Het warmtestralingsvermogen is het product van de warmtestralingsflux en het warmtewisselend oppervlak.
��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 = ��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 ∙ 𝐴𝑤𝑎𝑟𝑚𝑡𝑒
Voor de waarde voor de warmtestralingsflux ��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 wordt deze van de zonnestraling uit §3.1 genomen.
Het warmtewisselend oppervlak is gelijk aan de plasoppervlakte.
16.3.6 Overgang tussen koken en verdampen
Voor kokende vloeistoffen wordt verondersteld dat de temperatuur in de plas constant is. De overgang van
een kokende naar een niet-kokende plas wordt gemaakt op het ogenblik dat het verdampingsdebiet van de
niet-kokende plas groter wordt dan het verdampingsdebiet van de kokende plas. Het verdampingsdebiet
van de niet-kokende plas wordt berekend bij een verzadigingsdruk gelijk aan 950 mbar.
16.3.7 Conservatieve benadering
In specifieke situaties, zoals wanneer een conservatieve berekening wordt uitgevoerd om aan te tonen dat
een bepaald scenario geen effecten buiten genereert, kan voor de eenvoud gewerkt worden met de
maximale plas die kan gevormd worden. Hierbij wordt enkel rekening gehouden met de vrijgezette
hoeveelheid en met een ondergrens voor de plashoogte.
De ondergrens voor de plashoogte kan bepaald worden uit
1. De uitdrukking o.b.v. de viscositeit en het brondebiet, zijnde √6∙ν∙𝑚𝑠
𝜌∙𝜋∙𝑔
4, die enkel geldig is voor continue
vrijzettingen die 1800 s aanhouden;
2. De ruwheid van de ondergrond, gekenmerkt door hp, die enkel relevant is voor plasspreiding op land.
Dit impliceert dat een ondergrens voor de plashoogte bepaald kan worden op basis van Tabel 16-2.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-17
Tabel 16-2: Bepaling ondergrens plashoogte
Continue vrijzettingen
Op land en gedurende 1800 s 𝑀𝑎𝑥 (√6 ∙ ν ∙ 𝑚𝑠
𝜌 ∙ 𝜋 ∙ 𝑔
4
, ℎ𝑝)
Op land en gedurende minder dan 1800 s ℎ𝑝
Op water en gedurende 1800 s √6 ∙ ν ∙ 𝑚𝑠
𝜌 ∙ 𝜋 ∙ 𝑔
4
Op water en gedurende minder dan 1800 s Berekeningen volgens §16.3.1.3
Instantane vrijzettingen
Op land ℎ𝑝
Op water Berekeningen volgens §16.3.1.3
16.3.8 Verdamping rain-outfractie
Bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen wordt enerzijds een wolk gevormd op basis van de flash- en
sprayfractie en wordt anderzijds een plas gevormd op basis van de rain-outfractie. De rain-outfractie vormt
een kokende plas op de grond waarvan de plasoppervlakte berekend wordt op basis van de hoeveelheid rain-
out en de ondergrens voor de plashoogte volgens §16.3.7. De verdamping hiervan moet ook in rekening
gebracht worden. Dit gebeurt op dezelfde manier als beschreven in §16.2 t.e.m. §16.3.5. De manier waarop
de twee afzonderlijke brontermen, met name de wolk op basis van de flash- en sprayfractie en de wolk op
basis van de verdamping van de rain-outfractie, moeten worden gecombineerd, wordt hieronder uitgelegd
voor ontvlambare stoffen enerzijds en toxische stoffen anderzijds.
16.3.8.1 Ontvlambare stoffen
Voor ontvlambare stoffen worden de dispersieberekeningen van de instantaan gevormde wolk en van de
plasverdamping afzonderlijk uitgevoerd. Vervolgens worden de concentraties van beide berekeningen op
elk tijdstip opgeteld.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-18
Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast.
Bij instantaan falen wordt onmiddellijk een wolk gevormd op basis van de flash- en sprayfractie. Voor
ontvlambare stoffen wordt de verdampingshoeveelheid van de rain-outfractie opgeteld bij de wolk zolang
de initiële wolk zich boven de plas bevindt. Dit wordt gemodelleerd als zijnde tot wanneer de LEL-contour
van de initiële wolk voorbij het vrijzettingspunt is. Wanneer de wolk van de plas is weggedreven, vormt
deze verdampingshoeveelheid een afzonderlijke pluim. Deze moet niet verder beschouwd worden in de
berekeningen. Als de initiële wolk de LEL niet bereikt, wordt enkel plasverdamping toegepast op de
rainout-fractie.
Voor continue vrijzettingen wordt de gebruikte methode beschreven in het veiligheidsdocument.
16.3.8.2 Toxische stoffen
Voor toxische stoffen worden de dosissen van de initiële wolk en de afzonderlijke pluim ten gevolge van
verdamping van de rain-outfractie gedurende 30 minuten afzonderlijk bepaald en opgeteld.
16.3.9 Representatief verdampingsdebiet
Voor het bepalen van het representatief verdampingsdebiet en de bijhorende representatieve waarden om
mee verder te werken in het dispersiemodel wordt de verdampingscurve (beperkt tot 1800 s), zijnde het
verdampingsdebiet in functie van de tijd, ingedeeld in 5 tijdssegmenten, zodanig dat de massa die verdampt
in elk segment gelijk is.
In de berekeningen wordt gewerkt met het representatieve segment. Voor ontvlambare stoffen is dit het
segment met het hoogste gemiddelde verdampingsdebiet. Voor toxische stoffen is dit het segment met het
tweede hoogste gemiddelde verdampingsdebiet.
Van dit representatieve segment wordt voor segmenten waarbinnen de curve enkel stijgt of daalt het
gemiddelde verdampingsdebiet genomen om verder te rekenen. Voor de andere gerelateerde parameters,
zoals de temperatuur, de druk, de densiteit, de plasdiameter, wordt de waarde genomen horende bij het
representatieve segment (zie Figuur 16-2). Indien binnen het segment de curve stijgt en daalt, dan kan een
andere werkwijze gehanteerd worden. Deze wordt beschreven.
De tijdsduur van het representatieve segment komt overeen met 1/5e van de representatieve
verdampingsduur. Dit betekent dat de verdampingsduur wordt aangepast op basis van de tijdsduur van het
representatieve segment, zodat de totale verdampte massa ongewijzigd is.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-19
Figuur 16-2: Bepaling van het representatief verdampingsdebiet
16.4 PLASBEPERKING
De plas zoals hierboven berekend kan in een aantal gevallen in oppervlakte beperkt worden, zoals bij
ondergrondse tanks, bij de aanwezigheid van een inkuiping of opvangvoorzieningen.
16.4.1 Ondergrondse tanks
Plasvorming bij ondergrondse tanks voor niet-kokende vloeistoffen (bij omgevingstemperatuur) wordt niet
beschouwd.
Voor de bepaling van de plasgrootte bij andere ondergrondse tanks wordt uitgegaan van de oppervlakte van
de tank gezien vanuit bovenaanzicht. Dit geldt enkel voor tanks die onder het maaiveld gelegen zijn. Een
ingeterpte tank wordt voor dit aspect als een bovengrondse tank beschouwd.
16.4.2 Aanwezigheid van een inkuiping
De grootte van de plas in een inkuiping wordt beperkt door de maximale plasoppervlakte van de inkuiping.
De regels zoals hieronder beschreven worden gehanteerd.
Representatief verdampingsdebiet voor
ontvlambare stoffen
Representatief verdampingsdebiet
voor toxische stoffen
Tijdstip voor bepalen representatieve
temperatuur, druk, enz. (voor toxische
stoffen)
Oppervlakte = 20% van vrijgezette
massa
1/5e van representatieve duur (voor
toxische stoffen)
Tijd [s]
Ver
dam
pin
gsd
ebie
t [k
g/s]
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-20
16.4.2.1 Maximale plasoppervlakte
Voor het bepalen van de maximale plasoppervlakte kan conservatief gewerkt worden met de bruto-
oppervlakte van de inkuiping, zolang de omstandigheden dit toelaten (bv. om aan te tonen dat de
effectafstand niet buiten de terreinsgrens komt). Anders wordt onderstaande werkwijze toegepast.
Voor het vervolgscenario plasbrand in de inkuiping wordt voor alle faalwijzen die leiden tot een volledig
gevulde inkuiping gerekend met de bruto-oppervlakte van de inkuiping (vermenigvuldiging van lengte en
breedte van de inkuiping voor een rechthoekige inkuiping) als maximale plasoppervlakte.
Voor de maximale plasoppervlakte bij de andere vervolgscenario’s, zoals toxische wolk, wolkbrand en
gaswolkexplosie, wordt volgende werkwijze afhankelijk van de faalwijze toegepast:
− Voor een continue vrijzetting is de maximale plasoppervlakte gelijk aan de netto-oppervlakte van de
inkuiping, zijnde de bruto-oppervlakte van de inkuiping min de grondoppervlakte van alle aanwezige
tanks;
− Voor een instantane vrijzetting is de maximale plasoppervlakte de netto-oppervlakte plus de
oppervlakte van de tank waaruit de vrijzetting gebeurt. Indien (conservatief) meerdere tanks samen
worden genomen, wordt de oppervlakte van de tank met de grootste grondoppervlakte gebruikt.
16.4.2.2 Vorm van de plas
Voor kuipbranden wordt met de werkelijke vorm van de inkuiping gewerkt.
Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast.
Voor kuipbranden wordt met cirkelvormige plassen gewerkt en wordt de maximale plasoppervlakte
omgerekend naar een equivalente plasdiameter. Volgende formule wordt gebruikt:
𝐷𝑒𝑞 = 2 ∙ √𝐴
𝜋
Voor rechthoekige inkuipingen met een lengte/breedte-verhouding groter dan 2 wordt de inkuiping
ingedeeld in zo weinig mogelijk fictieve inkuipingen met elk een lengte/breedte-verhouding kleiner dan of
gelijk aan 2. De totale oppervlakte van alle fictieve inkuipingen samen moet gelijk zijn aan de oppervlakte
van de volledige inkuiping. Voor elk van deze oppervlaktes wordt de equivalente plasdiameter uitgerekend
zoals hierboven.
Voor het berekenen van de effecten van plasbrand wordt de stralingswarmteflux van de volledige
oppervlakte berekend, alsof er geen opsplitsing is in verschillende fictieve inkuipingen. Deze
stralingswarmteflux wordt vervolgens toegepast voor de verschillende fictieve inkuipingen.
Voor niet-rechthoekige inkuipingen wordt een gelijkaardige methodiek toegepast. Deze wordt beschreven
in het veiligheidsdocument.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-21
16.4.3 Verlaadplaatsen voor tankwagens en spoorwagons
Op voorwaarde dat er voldoende opvangvoorzieningen zijn, mag de plasoppervlakte op een verlaadplaats
voor tankwagens beperkt worden tot 1200 m² en op een verlaadplaats met grind voor spoorwagons tot
600 m². De motivering dient toegevoegd te worden in het veiligheidsdocument.
16.4.4 Aanwezigheid van hellingen en opvangvoorzieningen
Opvangvoorzieningen en hellingen kunnen de plasgrootte na vrijzetting van een stof beperken of de plas in
een bepaalde richting sturen.
Gesloten opvangvoorzieningen, zijnde opvangvoorzieningen waaruit geen (relevante) verdamping kan
ontsnappen, kunnen in rekening gebracht worden bij het bepalen van de plasgrootte door rekening te
houden met de inhoud van de opvangvoorziening. Voorwaarde is dat de opvangvoorziening steeds leeg is.
Indien dit niet het geval is, kan de plasoppervlakte of de vrijgezette hoeveelheid niet beperkt worden.
Uitzondering hierop zijn opvangvoorzieningen die juist wel gevuld moeten zijn met een bepaalde stof om
verspreiding tegen te gaan. In dit geval wordt een grondige motivering en beschrijving toegevoegd.
Hellingen worden bij voorkeur niet in rekening gebracht, maar het is toegelaten mits toevoeging van
geometrische berekeningen om aan te tonen hoe groot de plas zal zijn.
De motivering en werkwijze voor zowel de gesloten opvangvoorzieningen als voor de hellingen worden
beschreven in het veiligheidsdocument.
16.4.5 Plasbeperking op water
De plas zoals hierboven berekend kan in een aantal gevallen in oppervlakte beperkt worden, zoals bij de
aanwezigheid van vlottende dammen. Het in rekening brengen van plasbeperkende maatregelen kan enkel
mits grondige motivatie. Deze wordt uitgebreid beschreven in het veiligheidsdocument.
16.5 VRIJZETTINGSPUNT
Het vrijzettingspunt wordt bepaald volgens de principes in §15.2.3. Hier worden een aantal specifieke
gevallen behandeld, zoals een vrijzetting binnen een inkuiping en een vrijzetting op water.
16.5.1 Bij vrijzetting op land
Bij een tank zonder inkuiping wordt de (x, y)-coördinaat van het vrijzettingspunt gelijkgesteld aan het midden
van de tank (cfr. §15.2.3).
Bij aanwezigheid van een inkuiping wordt voor elke tank in de inkuiping het vrijzettingspunt gelijkgesteld aan
het middelpunt van de inkuiping onafhankelijk van de grootte van de plas. Specifieke situaties kunnen echter
aanleiding geven tot andere vrijzettingspunten. Dit dient beschreven en gemotiveerd te worden in het
veiligheidsdocument.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-22
Indien voor kuipbrand niet met de vorm van de inkuiping gewerkt wordt (tot nader order) (zie §16.4.2.2),
geldt het volgende.
Bij rechthoekige inkuipingen die ingedeeld worden in fictieve inkuipingen met een lengte/breedte-
verhouding kleiner dan of gelijk aan 2 wordt het vrijzettingspunt telkens gelijkgesteld aan het middelpunt
van deze fictieve inkuipingen.
16.5.2 Bij vrijzetting op water
Het vrijzettingspunt, het middelpunt van de plas, wordt gelegd op de grens tussen land en water ter hoogte
van de verlading (zie Figuur 16-3). Voor het bepalen van het vrijzettingspunt wordt de steiger als land
beschouwd, zodat het vrijzettingspunt aan het schip gelegen is.
Figuur 16-3: Vrijzettingspunt bij verladingen op de kade
16.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/08 omtrent het representatief verdampingsdebiet, Q&A 18/10
omtrent einde plasspreiding
Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-23
16.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde
TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014;
Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-
deskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE,
2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de
programma’s Phast en Phast Risk en van de programma’s Effects en Riskcurves.
Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met
− de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen;
− de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen;
− de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma’s, opdat de berekeningen ook
effectief uitgevoerd kunnen worden.
Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de
wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de
verschillende softwareprogramma’s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis
gezocht worden.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
16.2 Verdampingsdebiet
Deze tekst is gebaseerd op (DNV & Protec Engineering, 2015).
16.3 Plasspreiding en -verdamping
16.3.1 Plasspreiding
In (DNV & Protec Engineering, 2015) staat: “Uit het bovenstaande literatuuroverzicht blijkt dat
− uitdrukking van Briscoe en Shaw (1980), uitdrukking van SAVE (2003) en uitdrukking van DNV
software (2006) fysisch gezien verkeerd zijn, ondanks dat deze tot kwalitatief aanvaardbare
resultaten leiden;
− uitdrukking van Opschoor (1988) fysisch gezien correct is, ondanks dat deze leidt tot een te snelle
verspreiding van de plas door de afwezigheid van een wrijvingsterm;
− uitdrukking van Webber en Jones (1987) fysisch gezien de meest correcte is, aangezien deze alle
termen (ook de wrijvingsterm) correct in rekening brengt.
Het beste model voor de verspreiding op land lijkt dan ook het model van Webber en Jones (1987) te zijn,
althans voor een ruwe ondergrond waar de oppervlaktespanning geen rol speelt. Dit model wordt in het
zogenaamde Gele Boek beschreven door van den Bosch et al. (2005) onder de naam ‘GASP (Gas Accumulation
over Spreading Pools) model van Webber’. In dit model wordt voor de verspreiding van een plas over een
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-24
ruwe ondergrond de gemiddelde hoogte van de afzonderlijke plassen die gevormd kunnen worden als
grootheid geïntroduceerd. Wellicht is deze grootheid een correcte maat voor de zogenoemde puddle holding
ability en bijgevolg ook voor de minimale plashoogte.”
En “Webber en Jones (1987) geven tevens uitdrukkingen voor de verspreiding van een plas op het water.
Deze zijn gelijkaardig aan hun vergelijkingen voor de verspreiding van een plas over een gladde ondergrond
op het land (zie bv. van den Bosch, 2005).” “Ook voor de verspreiding op water lijkt het model van Webber
en Jones (1987) het beste model te zijn.”
Op basis hiervan wordt besloten om dit model te implementeren voor zowel plasspreiding op land als
plasspreiding op water. De formules zelf werden uitgewerkt in (Protec Engineering, 2017).
Voor het bepalen van de minimale plashoogte bij gebruik van de eenvoudige formule van (DNV Software,
2006) wordt verwezen naar [TNO, 1988], waar voor binnenwatertransport met een systeeminhoud van 210
m3 rekening gehouden wordt met een standaard plasoppervlakte van 10.000 m2 als het lek zich in een haven
voordoet, en 40.000 m2 als het lek zich buiten de haven voordoet. Op basis van de volledige vrijzetting van
de systeeminhoud vindt men hieruit gemiddelde plasdieptes van 2 cm. Voor de andere ondergronden is de
waarde bepaald in overleg met de erkende VR-deskundigen.
16.3.2 Massaoverdracht
In (DNV & Protec Engineering, 2015) staat: “Uit het bovenstaande literatuuroverzicht blijkt dat (1) er
significante verschillen zijn tussen de berekende waardes voor de massaoverdrachtscoëfficiënt; (2) de
uitdrukking van DNV software (2006) door DNV zelf in twijfel wordt getrokken. (3) de uitdrukking van SAVE
(2003) de hoogste waardes geeft voor de massaoverdrachtscoëfficiënt (met uitzondering van deze van DNV
software (2006)), terwijl deze van Sutton-Pasquill de laagste waardes geeft;
Brighton (1985) stelt dat de uitdrukkingen van Sutton-Pasquill (1953), Mackay en Matsugu (1973), Opschoor
(1988) en SAVE (2003) niet voldoen aan de eis van niet-dimensionaliteit, wat mogelijk leidt tot foutieve
extrapolatie van de kleinschalige experimenten met plasgroottes kleiner dan 1 m² naar in de praktijk
relevante plasgroottes.
De beste uitdrukking voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt voor verdamping op land lijkt
dan ook deze van Brighton (1985) te zijn, waarvoor Kunsch (1998) een voldoend nauwkeurige benadering
geeft. Deze uitdrukking geeft voor een ruwheidslengte z0 = 0,1 m waardes die zich ongeveer gemiddeld
bevinden tussen deze van Mackay en Matsugu en Sutton-Pasquill.”
Op basis hiervan wordt besloten om dit model, waarbij geen onderscheid gemaakt wordt tussen verdamping
op land en verdamping op water, te implementeren. De formules zelf werden uitgewerkt in (Protec
Engineering, 2017).
Bij de formule voor het bepalen van het verdampingsdebiet is een logaritmische term opgenomen. Bij de
opmaak van het Handboek Risicoberekeningen is er veel discussie geweest over het al dan niet meenemen
van deze term. De argumentatie om de factor niet mee te nemen kan als volgt samengevat worden: deze is
niet opgenomen in de oorspronkelijke publicatie van (MacKay & Matsugu, 1973), in de nieuwe versie van
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-25
Phast zou deze term niet opgenomen worden, als de term wordt weggelaten zijn er geen rekentechnische
problemen. Uiteindelijk is besloten om deze factor te behouden, aangezien de meesten tot nu toe altijd met
de factor hebben gewerkt bij MacKay & Matsugu, deze in de originele publicatie van Kunsch is opgenomen
en dit onderbouwd is voor Kunsch in (Protec Engineering, 2017). Doordat deze term is opgenomen in de
formule voor het verdampingsdebiet geldt deze zowel voor wanneer gewerkt wordt met de formule van
Kunsch als voor wanneer gewerkt wordt met de formule van MacKay & Matsugu.
Als alternatieve methode wordt gekozen voor de formule van (MacKay & Matsugu, 1973), omdat dit
gangbare praktijk was bij de meeste deskundigen. In een aantal referenties wordt hier wel een andere
coëfficiënt voor teruggevonden, zijnde 0,00482. Het verschil zou te wijten zijn aan afrondingen.
16.3.3 Convectieve warmteoverdracht
Hoewel dit aspect in het geheel van verdamping geen significante rol speelt, wordt dit wel mee beschouwd
in de QRA.
In (DNV & Protec Engineering, 2015) staat: “Uit deze figuur blijkt dat de uitdrukking voor een laminaire
grenslaag in de praktijk nauwelijks of niet zal gebruikt worden, aangezien de grenswaarde voor het
Reynoldsgetal van 3,2.105 overeenkomt met een plasdiameter van 1 m. Bovendien is er slechts een klein
verschil tussen de uitdrukkingen voor een turbulente grenslaag van DNV software (2006) en Trijssenaar-
Buhre (2008). Er is echter wel een significant verschil tussen deze twee uitdrukkingen en de uitdrukking van
Kunsch (1998). Voor wat betreft de berekening van de convectieve warmteflux is dit verschil significant. Dit
verschil zal evenwel slechts belangrijk zijn in een effectberekening, indien de convectieve warmteflux een
belangrijke bijdrage vormt in de verdamping. Opvallend is dat deze laatste uitdrukking een veel kleinere
afhankelijkheid van de plasdiameter inhoudt tegenover de andere uitdrukkingen.” en
“De uitdrukkingen die doorgaans in een verdampingsmodel gebruikt worden voor de berekening van de
convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt zijn deze voor een luchtstroming over een vlakke plaat. Deze zijn
echter niet geschikt voor het berekenen van de convectieve warmtewisseling tussen een plas en de
omgevende lucht, aangezien de plas en de erbij horende thermische grenslaag zich vormt in een turbulente
hydrodynamische grenslaag die zich reeds gevormd heeft en waarvan de eigenschappen niet wijzigen in de
stromingsrichting. Sutton (1953) schrijft hierover het volgende: “In meteorological problems, the leading
edge is at an infinite distance upwind of the point of observation, and it may be assumed that turbulence in
the earth’s boundary layer is always fully developed.” Hierdoor zullen de uitdrukkingen voor de luchtstroming
over een vlakke plaat leiden tot een te grote afhankelijkheid van de plasdiameter. Bovendien is het moeilijk
om de eigenschappen van de atmosferische stroming over een plas te relateren aan deze van een stroming
over een vlakke plaat met een duidelijk bepaalde zich ontwikkelende hydrodynamische grenslaag. In een
poging dit toch te doen wordt de windsnelheid op een hoogte van 10 m onterecht genomen als onverstoorde
snelheid buiten de grenslaag en wordt de plasdiameter onterecht genomen als karakteristieke lengte van de
grenslaag. De uitdrukking van Kunsch (1998) daarentegen is wel geschikt voor het berekenen van de
convectieve warmteoverdracht tussen een verdampende plas en de omgevende luchtstroming in de
atmosferische turbulente grenslaag. Ze is evenwel beperkt tot neutrale atmosferische condities (Pasquill-
Gilford stabiliteitsklasse D).”
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-26
Op basis hiervan wordt besloten om dit model te implementeren voor zowel plasspreiding op land als
plasspreiding op water. De formules zelf werden uitgewerkt in (Protec Engineering, 2017).
Als alternatieve methode wordt gekozen voor de DNV-formule (DNV Software, 2006), omdat dit gangbare
praktijk was bij de meeste deskundigen.
16.3.4 Warmtegeleiding
16.3.4.1 Warmtegeleiding op land
Formule
In (Briscoe & Shaw, 1980) staat: “The model is based on the additional assumptions that the liquid pool is
thin and at a uniform temperature equal to its boiling point, that the pool is in perfect thermal contact with
the ground, and that heat conduction in the ground is one-dimensional (vertical).”
In de formules daar staat Tk (kooktemperatuur) i.p.v. Tp, maar o.w.v. deze aanname en na overleg met de
erkende VR-deskundigen is hier Tp gebruikt.
Correctiefactor
Het feit dat een ondergrond mogelijk indringbaar is, wordt wel in rekening gebracht bij de bepaling van de
warmtewisseling met de omgeving maar niet bij het bepalen van de omvang van de plas (plasdikte). De
reden hiervoor is dat aangenomen wordt dat impliciet rekening wordt gehouden met de indringbaarheid in
de formules voor het bepalen van de plasgrootte en in de bijhorende parameters voor de verschillende
ondergronden (vb. hmin bij de formule van MacKay en Matsugu).
De waarde van de correctiefactor voor niet-indringbare ondergrond is gangbare praktijk bij de deskundigen.
Voor indringbare ondergrond werden verschillende waarden gebruikt en is een waarde tussenin gekozen na
overleg met de deskundigen.
16.3.4.2 Warmtegeleiding op water
Ook hier staat in de originele referentie van (Briscoe & Shaw, 1980) Tk i.p.v. Tp in de formule. Omwille van
dezelfde reden is ook hier Tp aangenomen.
In de referentie is een conservatieve waarde van 600 W/m².K opgenomen voor h’, maar in veel andere
referenties wordt 500 W/m².K gevonden (van den Bosch, 2005) en dat blijkt ook de gangbare praktijk te zijn.
16.3.4.3 Warmtewisselend oppervlak
Tijdens de case studies werden verschillende werkwijzen gehanteerd voor het bepalen van het
warmtewisselend oppervlak bij ondergrondse tanks, gaande van het meenemen van enkel de bodem tot het
meenemen van de bodem, alle wanden en het dak. Dit werd deels ingegeven door de mogelijkheden van de
gebruikte software. De betrokken deskundigen verklaarden wel dat het logisch zou zijn om alle wanden mee
te nemen en dat het een groot verschil maakt voor het resultaat. Dat is hier bijgevolg zo geïmplementeerd.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-27
16.3.5 Warmtestraling
Hoewel dit aspect in het geheel van verdamping geen significante rol speelt, wordt dit wel mee beschouwd
in de QRA.
16.3.6 Overgang tussen koken en verdampen
Bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werden hier verschillende werkwijzen gebruikt door de
erkende VR-deskundigen. Na overleg werd gekozen voor volgende methode: “De overgang van een kokende
naar een niet-kokende plas wordt gemaakt op het ogenblik dat het verdampingsdebiet van de niet-kokende
plas groter wordt dan het verdampingsdebiet van de kokende plas. Het verdampingsdebiet van de niet-
kokende plas wordt berekend bij een verzadigingsdruk gelijk aan 950 mbar.”
Een andere mogelijke methode is “Het verdampingsdebiet van de niet-kokende plas wordt berekend bij een
temperatuur gelijk aan de kooktemperatuur verminderd met 1°C.” De reden om voor de eerste methode te
kiezen is: “Door een druk voor op te stellen in plaats van een temperatuur wordt er geen extra afhankelijkheid
gecreëerd van de temperatuursafhankelijkheid van de dampspanning. De dampspanning (en dus de druk) is
de bepalende factor in het verdampingsmodel voor niet-kokende vloeistoffen.”
16.3.8 Verdamping rain-outfractie
16.3.8.1 Ontvlambare stoffen
In voorbereiding van het overlegmoment van juni 2016 heeft TNO (LNE, 2016a) aangegeven dat het bij
instantane vrijzettingen niet altijd goed is de verdampingsfractie van de rainout op te tellen bij de initiële
wolk, zolang de wolk zich boven de plas bevindt. TNO pleit ervoor om beide dispersie berekeningen (puff en
plasverdampingsbron) apart uit te voeren en daarna concentraties op elk tijdstip op te tellen. Ook andere
deskundigen hebben aangegeven liever op deze manier tewerk te gaan, hoewel op dat moment nog niemand
deze methode toepast en er dus nog enige voorzichtigheid geboden is.
De alternatieve werkwijze in het blauwe kader (Protec Engineering, 2012) is op het moment van opmaken
van het Handboek Risicoberekeningen min of meer gangbare praktijk, zij het dat verschillende deskundigen
en softwareprogramma’s het op een net iets andere manier uitwerken.
Voor continue vrijzettingen maakt het volgens de erkende VR-deskundigen en TNO niet veel uit voor het
resultaat welke methode gebruikt wordt. Deze methode wordt bijgevolg open gelaten.
16.3.8.2 Toxische stoffen
Dit was gangbare praktijk ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen.
16.3.9 Representatief verdampingsdebiet
Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen is het werken met segmenten voor het
bepalen van het representatief verdampingsdebiet gangbare praktijk, zij het dat het in elke software net iets
anders wordt toegepast.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-28
16.4 Plasbeperking
16.4.1 Ondergrondse tanks
Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werden voor de bepaling van de plasgrootte
bij vrijzetting uit een ondergrondse tank verschillende werkwijzen gehanteerd, zoals (1) oppervlakte = 2x
grondoppervlak, (2) zelfde werkwijze als bij bovengrondse tanks.
Tijdens het overleg (LNE, 2015) verklaren de deskundigen zich akkoord om in de QRA geen plassen voor
ondergrondse vloeistoftanks mee te nemen. De reden hierachter was dat bij zuivere vloeistoffen niet
verwacht wordt dat de vloeistof door de bovenliggende aarde naar “boven” gaat bewegen en een
vrijliggende plas gaat vormen bij breuk van de tank. Bij tot vloeistof verdichte gassen kan dit wel, doordat
de drukeffecten de bovenliggende aarde kunnen verplaatsen. Milieuaspecten moeten wel altijd beschouwd
worden.
Een ingeterpte tank wordt voor dit aspect als een bovengrondse tank beschouwd, omdat bij falen
verondersteld wordt dat de interpende aarde verdwijnt en dus dat de inhoud van de tank niet opgevangen
wordt. Bij catastrofaal falen wordt verondersteld dat de aarde volledig weg is en dan ligt de tank boven het
maaiveld. Lekscenario’s worden niet beschouwd bij atmosferische tanks, wel bij druktanks, maar daar
veronderstellen we dan evenzeer dat de omringende aarde verdwenen is t.g.v. het drukeffect.
16.4.2 Aanwezigheid van een inkuiping
16.4.2.1 Maximale plasoppervlakte
Voor wat betreft de oppervlakte voor plasbrand in een inkuiping werd gesteld dat technisch gezien het
volgende het meest correcte zou moeten zijn: (1) de parameters van de plasbrand, zoals de vlamlengte,
worden bepaald met de netto-oppervlakte van de inkuiping, zijnde de bruto-oppervlakte van de inkuiping
min de grondoppervlakte van alle aanwezige tanks en (2) de oppervlakte van de brandende plas wordt
bepaald met de bruto-oppervlakte van de inkuiping (LNE, 2015). Voor de eenvoud werd ervoor gekozen om
steeds met de bruto-oppervlakte te werken, omdat rekenen met de netto-oppervlakte een onderschatting
van het risico zou geven (LNE, 2016b).
16.4.2.2 Vorm van de plas
Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen waren verschillende werkwijzen in omloop
voor het bepalen van de oppervlakte van de plas in een inkuiping, zoals (1) werken met de werkelijke vorm
van de plas, (2) omrekenen naar een cirkelvormige plas met de hydraulische diameter (Deq = 4 x
oppervlakte/omtrek) en (3) omrekenen naar een cirkelvormige plas door het omrekenen van de oppervlakte
van de rechthoek naar de oppervlakte van de cirkel.
Op het overleg met deskundigen (LNE, 2016b) werd hierover geen concensus bereikt. Het Team EV heeft
daarop besloten om in eerste instantie uit te gaan van de werkelijke vorm, gezien dit de reële situatie is en
steeds meer softwareprogramma’s dit toelaten. Indien dit niet mogelijk is, wordt een vereenvoudigde
werkwijze toegelaten. Hiervoor wordt verwezen naar de formule uit (DNV & Protec Engineering, 2015).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-29
16.4.3 Verlaadplaatsen voor tankwagens en spoorwagons
Dit is overgenomen uit het Paarse Boek (VROM, 2005e).
16.4.4 Aanwezigheid van hellingen en opvangvoorzieningen
Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen waren hier heel wat verschillende
benaderingen voor. Gezien dit meestal zeer specifieke situaties betreft, wordt de werkwijze hier open
gehouden. De werkwijze moet wel duidelijk beschreven en gemotiveerd worden in het document.
Bij hellingen moet de nodige aandacht besteed worden aan de positie van het vrijzettings- en
aangrijpingspunt. Het is immers logisch om het aangrijpingspunt in het midden van de gevormde plas te
plaatsen, waarbij dat midden zal verschoven zijn t.o.v. de situatie waarbij er geen helling is (vrijzettingspunt).
16.4.5 Plasbeperking op water
Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen waren hier heel wat verschillende
benaderingen voor. Gezien dit meestal zeer specifieke situaties betreft, wordt de werkwijze hier open
gehouden. De werkwijze moet wel duidelijk beschreven en gemotiveerd worden in het document.
16.5 Vrijzettingspunt
16.5.1 Bij vrijzetting op land
De deskundigen bevestigen dat het vrijzettingspunt gelijkstellen aan het middelpunt van de inkuiping
gangbare praktijk is (LNE, 2015). Alleen bij segmentering van de inkuiping (waarbij de vloeistof van de ene
naar de andere deelkuip kan overlopen bij grote vrijzettingen) worden andere vrijzettingspunten genomen
voor verschillende scenario’s (breuk: midden grote kuip; kleine lekken: midden kleine kuip). Ook voor een
inkuiping waar aan de ene kant enkel kleine tanks stonden, waarbij bij breuk de inkuiping niet vol kon
geraken, en aan de andere kant enkel grote tanks, werd dit al eens anders toegepast. Dit zijn dus specifieke
situaties die anders aangepakt worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-1
MODULE 17. DISPERSIE
Deze module behandelt het aspect dispersie. Er wordt verduidelijkt wanneer passieve (of neutraalgas-)
dispersie en wanneer zwaargasdispersie wordt toegepast en op welke manier dit in de QRA wordt verrekend.
Er wordt ook ingegaan op de overgang van de vrijzetting of verdamping van de stof naar de dispersie.
17.1 SYMBOLEN
b0x [m] Afmeting van de werkelijke bron in de richting van de wind
b0y [m] Halve breedte van de werkelijke bron
b0z [m] Halve hoogte van de werkelijke bron
B [m] Breedte van het zoggebied
c [kg/m³] Concentratie
h0 [m] Vrijzettingshoogte
H [m] Hoogte van het zoggebied
L [m] Lengte van het zoggebied
m [kg/s] Vrijzettingsdebiet
m [kg] Vrijgezette massa
t [s] Tijd
tav [s] Middelingstijd
uw [m/s] Windsnelheid op 10 m hoogte
x [m] Afstand in de windrichting
y [m] Afstand loodrecht op de windrichting
z [m] Verticale hoogte z boven het maaiveld
Griekse symbolen
σx [m] Dispersiecoëfficiënt in de windrichting
σy [m] Horizontale dispersiecoëfficiënt
σz [m] Verticale dispersiecoëfficiënt
17.2 MIDDELINGSTIJD
Voor de middelingstijd tav wordt 18,75 s voor brandbare stoffen en 600 s voor toxische stoffen gehanteerd
(RIVM, 2009).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-2
17.3 PASSIEVE DISPERSIE
Passieve dispersie wordt toegepast wanneer het dichtheidsverschil tussen het vrijgekomen gas en de lucht
verwaarloosbaar is.
Voor de dispersiemodellering van neutrale gassen wordt gebruik gemaakt van de Gaussiaanse modellen
(Bakkum & Duijm, 2005). In onderstaande tekst wordt onderscheid gemaakt tussen gebruik van
puntbronnen, gebruik van virtuele puntbronnen en gebruik van Erf-functies om de dispersie te modelleren,
zowel bij continue als bij instantane vrijzettingen. Er wordt ook dieper ingegaan op de situatie waarbij de
dispersie vertrekt vanuit een zoggebied, zoals bij magazijnbrand het geval is.
17.3.1 Continue vrijzetting
17.3.1.1 Vrijzetting uit een puntbron
Voor een continue vrijzetting aan een constant debiet m uit een puntbron wordt het concentratieprofiel in
de omgeving gegeven door
𝑐(𝑥, 𝑦, 𝑧) = ��
2. 𝜋. 𝑢𝑤 . 𝜎𝑦 . 𝜎𝑧. 𝑒−𝑦2
2.𝜎𝑦2. {𝑒
−(𝑧−ℎ0)
2
2.𝜎𝑧2+ 𝑒
−(𝑧+ℎ0)
2
2.𝜎𝑧2}
Hierbij wordt gebruik gemaakt van verschillende dispersieparameters. Volgende waarden voor de
dispersiecoëfficiënten σy en σzworden vastgelegd voor de berekening van de concentratie op een afstand
van 100 m of meer van de bron:
𝜎𝑦 = (𝑡𝑎𝑣
600)0,2
. 𝑎. 𝑥𝑏
𝜎𝑧 = 𝑐′. 𝑥𝑑′
met
𝑐′ = 𝑐 ∙ 1,98log (10∙𝑧0)
𝑑′ = 𝑑 − 0,059 ∙ log (10 ∙ 𝑧0)
waarbij a, b, c, d, c’ en d’ parameters zijn die worden vastgelegd volgens de atmosferische stabiliteit en de
ruwheidslengte z0. De waarden voor a, b, c en d zijn onafhankelijk van de ruwheidslengte en worden
weergegeven in Tabel 17-1. De waarden voor c’ en d’ voor een ruwheidslengte van 0,3 en 1 m zijn bij wijze
van voorbeeld weergegeven in Tabel 17-1. Voor andere waarden van de ruwheidslengte moeten c’ en d’ zelf
bepaald worden o.b.v. de waarden van c en d. Merk op dat voor z0 = 0,1 m c = c’ en d = d’.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-3
Tabel 17-1: Parameters voor de berekening van de Gaussiaanse dispersiecoëfficiënten (vrijzettingshoogte < 20 m )
Pasquillklasse a b c d z0 = 0,3 m z0 = 1 m
c' d' c' d'
A 0,527 0,865 0,28 0,90 0,383 0,873 0,550 0,842
B 0,371 0,866 0,23 0,85 0,317 0,822 0,455 0,792
C 0,209 0,897 0,22 0,80 0,308 0,771 0,441 0,740
D 0,128 0,905 0,20 0,76 0,276 0,732 0,395 0,701
E 0,098 0,902 0,15 0,73 0,207 0,702 0,296 0,671
F 0,065 0,902 0,12 0,67 0,164 0,642 0,236 0,611
Voor een berekening van de concentratie op een afstand minder dan 100 m van de bron worden de
dispersiecoëfficiënten lineair geïnterpoleerd tussen 0 en de waarde van σy en σz op 100 m.
17.3.1.2 Erf-functies
Indien erf-functies worden toegepast, bv. bij een verdampende plas, worden de formules zoals beschreven
in (Bakkum & Duijm, 2005) (pp. 4.69-4.72) gebruikt. Hierbij wordt gebruik gemaakt van dezelfde
dispersieparameters als in §17.3.1.1.
17.3.1.3 Virtuele puntbronnen
Om de werkelijke brondimensies van een rechthoekige bron met een hoogte 2.b0z en een breedte 2.b0y in
rekening te brengen, kan gebruik gemaakt worden van virtuele puntbronnen die gelegen zijn op een afstand
xvy (m) en xvz (m) in windopwaartse richting van de bron. Deze afstanden worden bepaald zodanig dat de
concentratie op de rand van de bron 50 % bedraagt van de maximale concentratie in het bronoppervlak.
Hierbij wordt gebruik gemaakt van volgende dispersieparameters:
𝜎𝑦(𝑥𝑣𝑦) =𝑏0𝑦
2,15
𝜎𝑧(𝑥𝑣𝑧) =𝑏0𝑧2,15
Voor een bron op grondniveau wordt b0z vervangen door de totale hoogte van de bron.
Er worden geen andere correctiefactoren toegepast dan deze die hier beschreven zijn.
Deze werkwijze wordt gebruikt bij bv. magazijnbrand. Hiervoor wordt eerst de concentratie in het zoggebied
bepaald volgens §17.3.3.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-4
17.3.2 Instantane vrijzetting
17.3.2.1 Vrijzetting uit een puntbron
Bij een instantane puntbron met vrijgezette massa m wordt het concentratieprofiel gegeven door
𝑐(𝑥, 𝑦, 𝑧; 𝑡) = 𝑚
(2.𝜋)3 2⁄ .𝜎𝑥.𝜎𝑦.𝜎𝑧. 𝑒−(𝑥−𝑢𝑤𝑡)
2
2.𝜎𝑥2. 𝑒−𝑦2
2𝜎𝑦2. {𝑒
−(𝑧−ℎ0)
2
2.𝜎𝑧2 + 𝑒
−(𝑧+ℎ0)
2
2.𝜎𝑧2 }
Hierbij wordt gebruik gemaakt van verschillende dispersieparameters. Volgende waarden voor de
dispersiecoëfficiënten 𝜎𝑥, 𝜎𝑦 𝑒𝑛 𝜎𝑧 worden vastgelegd voor de berekening van de concentratie op een
afstand van 100 m of meer van de bron.
𝜎𝑥 = 0,13. 𝑥
𝜎𝑦 =1
2. 𝑎. 𝑥𝑏
𝜎𝑧 = 𝑐′. 𝑥𝑑′
Voor de parameters a, b, c’ en d’ worden dezelfde waarden gebruikt als voor een continue vrijzetting (zie
§17.3.1.1).
Voor een berekening van de concentratie op een afstand minder dan 100 m van de bron worden de
dispersiecoëfficiënten lineair geïnterpoleerd tussen 0 en de waarde van σy en σz op 100 m.
17.3.2.2 Erf-functies
Indien erf-functies worden toegepast, worden de formules zoals beschreven in (Bakkum & Duijm, 2005) (pp.
4.69-4.72) gebruikt. Hierbij wordt gebruik gemaakt van dezelfde dispersieparameters als in §17.3.2.1.
17.3.2.3 Virtuele puntbronnen
Om de werkelijke brondimensies van een rechthoekige bron met een afmeting in de richting van de wind b0x,
een hoogte 2.b0z en een breedte 2.b0y in rekening te brengen, kan ook gebruik gemaakt worden van virtuele
puntbronnen die gelegen zijn op een afstand xvx (m), xvy (m) en xvz (m) in windopwaartse richting van de bron.
Deze afstanden worden bepaald zodanig dat de concentratie op de rand van de bron 50 % bedraagt van de
maximale concentratie in het bronoppervlak.
Hierbij wordt gebruik gemaakt van volgende dispersieparameters:
𝜎𝑥(𝑥𝑣𝑥) =𝑏0𝑥2,15
𝜎𝑦(𝑥𝑣𝑦) =𝑏0𝑦
2,15
𝜎𝑧(𝑥𝑣𝑧) =𝑏0𝑧2,15
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-5
Voor een bron op grondniveau wordt boz vervangen door de totale hoogte van de bron.
Er worden geen andere correctiefactoren toegepast dan deze die hier beschreven zijn.
17.3.3 Passieve dispersie vanuit een zoggebied
Enkel bij vrijzetting uit gebouwen (vb. toxische rookgassen bij magazijnbrand) is het toegestaan om
opmenging in de lijwervel (recirculatie) toe te passen. In andere situaties, zoals dispersie bij inkuipingen,
verladingen, …, is het niet toegestaan om opmenging in de lijwervel toe te passen.
De afmetingen van het zoggebied achter een gebouw worden als volgt bepaald:
− H is gelijk aan de hoogte van het gebouw;
− L is 3 keer de hoogte van het gebouw;
− B is het minimum van 8 keer de hoogte van het gebouw en de vierkantswortel van de oppervlakte
van het gebouw.
In het zoggebied wordt de uniforme concentratie 𝐶𝑧𝑜𝑔 voor een continue bron berekend als
𝐶𝑧𝑜𝑔 =��
𝑢𝑤.
1
𝑘. 𝐻. 𝐵
en voor een instantane bron als
𝐶𝑧𝑜𝑔 =𝑚
𝑘. 𝐿. 𝐻. 𝐵
waarbij voor de correctiefactor k de waarde 1 gehanteerd wordt (DNV & Protec Engineering, 2015).
Voor de verdere dispersie vanaf het zoggebied worden de methodes uit voorgaande paragrafen gebruikt.
Het aangrijpingspunt wordt gelegd op het einde van het zoggebied, in het midden van de breedte en op 0 m
hoogte. Het vrijzettingspunt wordt in het midden van het gebouw gelegd.
17.4 ZWAARGASDISPERSIE
Zwaargasdispersie wordt toegepast wanneer het dichtheidsverschil tussen het vrijgekomen gas en de lucht
niet verwaarloosbaar is.
Voor de dispersiemodellering van zware gassen wordt gebruik gemaakt van het SLAB-model op basis van de
shallow layer theorie (Bakkum & Duijm, 2005). Enkel indien SLAB niet geschikt is voor de door te rekenen
situatie, kan een ander model gebruikt worden. Dit wordt gemotiveerd en beschreven in het
veiligheidsdocument.
Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, kan tot nader order ook gebruik gemaakt worden van het
UDM-model van DNV.
In zeer specifieke gevallen kan gebruik gemaakt worden van 3D-modellering voor het berekenen van de
dispersie van zware gassen. Hiervoor moet wel een uitgebreide nota toegevoegd worden aan het
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-6
veiligheidsdocument met een verantwoording voor het gebruik van de 3D-modellering en een beschrijving
van de toegepaste methodiek.
17.5 OVERGANG VAN VRIJZETTING NAAR DISPERSIE
Bij een instantane vrijzetting van een gas wordt verondersteld dat de wolk onverdund de dispersiefase ingaat.
Bij een instantane vrijzetting van kokende vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen wordt verondersteld
dat lucht zal inmengen na flashen van de wolk. De concentratie van lucht en het vrijgezette product is uniform
verdeeld doorheen de wolk (van den Bosch & Duijm, 2005).
17.6 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Dec. ‘13 1.0 1e versie: neutrale gasdispersie i.h.k.v. magazijnbrand
April ‘17 2.0 Aanvulling n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen
April ‘19 3.0 Aanpassing structuur
Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-7
17.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde
TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014;
Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-
deskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE,
2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de
programma’s Phast en Phast Risk en van de programma’s Effects en Riskcurves.
Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met
− de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen;
− de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen;
− de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma’s, opdat de berekeningen ook
effectief uitgevoerd kunnen worden.
Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de
wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de
verschillende softwareprogramma’s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis
gezocht worden.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
17.2 Middelingstijd
De hier opgenomen waarden waren gangbare praktijk ten tijde van de opmaak van het Handboek
Risicoberekeningen.
17.3 Passieve dispersie
De formules zijn overgenomen uit (VROM, 2005d).
17.3.1 Continue vrijzetting
Bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen was het gangbare praktijk om voor magazijnbrand de
dispersieberekeningen uit te voeren met behulp van een virtuele puntbron en om voor andere scenario’s
(bv. dispersie vanuit een verdampende plas) te werken met de erf-functies.
17.3.3 Passieve dispersie vanuit een zoggebied
Na overleg met de deskundigen is beslist dat opmenging in de lijwervel, oftewel passieve dispersie vanuit
een zoggebied, toegelaten is voor alle gebouwen en niet enkel voor magazijnen. Wetenschappelijk gezien is
hier immers geen verschil.
De dispersie van een gas dat terecht komt in het zogenaamde recirculatie- of zoggebied van een gebouw,
wordt zeer sterk beïnvloed door de verstoring van de atmosferische grenslaag rond het betrokken gebouw.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-8
Door de turbulentie in het zoggebied wordt het vrijgezette gas intens gemengd met de omgevingslucht, zodat
voor de dispersieberekeningen aangenomen kan worden dat de concentratie in het zoggebied uniform is en
dat de verdere dispersie van het gas in de omgeving gebeurt vanuit een homogene bron.
17.4 Zwaargasdispersie
Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen zijn verschillende zwaargasmodellen in
omloop, waaronder SLAB, UDM, Hegadas en Charm. SLAB is hierbij het meest gebruikte model, is vrij
verkrijgbaar, is het voorkeursmodel in het Gele Boek (VROM, 2005d) en wordt gebruikt in het commerciële
softwarepakket van TNO. Dit model geniet daarom de voorkeur. Als het niet mogelijk is om SLAB te
gebruiken, wordt het UDM-model van DNV voorgeschreven. Op deze manier zijn de modellen van de
commerciële softwarepakketen gedekt. De deskundigen merken wel op dat SLAB niet altijd het meest
geschikte model is voor een bepaalde situatie, vb. voor berekeningen met LNG (LNE, 2016b). In dergelijke
gevallen kan daarom een ander model gebruikt worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-1
MODULE 18. OVERDRUK
Deze module beschouwt de overdrukfenomenen ten gevolge van een explosie. Er kan onderscheid gemaakt
worden tussen fysische explosies (met o.a. BLEVE en ontspanning van samengeperst gas) en chemische
explosies (met o.a. gaswolkexplosie, stofwolkexplosie, explosieve ontbinding van ontplofbare stoffen).
Verder in de tekst, ook in de andere modules, wordt het begrip BLEVE gebruikt voor fysische explosie bij tot
vloeistof verdichte gassen en bij kokende vloeistoffen. Met het begrip “fysische explosie” wordt verder enkel
de fysische explosie bij samengeperste gassen bedoeld.
Al deze fenomenen leiden tot een drukgolf in de omgeving, waardoor letaal letsel kan ontstaan. Deze module
beschrijft voor elk overdrukfenomeen de manier waarop de overdruk op een bepaalde afstand bepaald moet
worden. Deze kan vervolgens in de probitfunctie gestoken worden om het letaliteitspercentage op die
afstand te berekenen. Wanneer welk fenomeen dient beschouwd te worden, is beschreven in Module 14.
Effecten ten gevolge van fragmentvorming horende bij de initiële explosie worden in het kader van de
externe mensveiligheid niet beschouwd.
18.1 SYMBOLEN
E [J] Verbrandingsenergie
Hc [J/kg] Verbrandingswarmte van de stof
m [kg] Massa
me [kg] Explosieve massa
Meq [kg TNT] Equivalente explosieve massa
P [Pa] Piekoverdruk van de drukgolf, explosie-overdruk
Pa [Pa] Atmosferische druk
Ps [-] Dimensieloze overdruk
Pr [-] Probitwaarde behorende bij de sterftekans
r [m] Afstand van het explosiecentrum tot de plaats waarop de explosie-overdruk
berekend wordt
r' [mg/kg⅓] Geschaalde afstand
R [-] Dimensieloze afstand
Tc [K] Kritische temperatuur
Tsl [K] Superheat limit temperatuur
U [J/kg] Specifieke inwendige energie
W [J] Explosie-energie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-2
Griekse symbolen
η [-] Fractie van de brandbare wolk die ingesloten is
18.2 ALGEMENE ASPECTEN
Hieronder worden enkele algemene aspecten die van belang zijn voor de verschillende explosiefenomenen
besproken.
18.2.1 Receptorhoogte
De receptorhoogte voor het berekenen van overdrukeffecten wordt vastgelegd op 1,5 m boven het maaiveld.
18.2.2 Probitfunctie voor overdruk
Voor de probitfunctie voor overdruk wordt hieronder een eenvoudige functie gegeven die in alle gevallen
kan gebruikt worden. Deze functie wordt altijd gebruikt voor de berekening van het plaatsgebonden risico
en is conservatief voor de berekening van het groepsrisico. Daarom kan voor de berekening van het
groepsrisico ook een meer complexe werkwijze gehanteerd worden met een aangepaste probitfunctie voor
personen die zich binnen achter glas bevinden (Protec Engineering, 2018).
18.2.2.1 Conservatieve werkwijze
Voor doding van mensen door overdrukeffecten wordt de letaliteit in functie van de explosie-overdruk
bepaald op basis van de functie weergegeven in Figuur 18-1. Deze functie is gebaseerd op de punten met
1% letaliteit bij een explosie-overdruk van 56 mbar, 10% letaliteit bij 175 mbar en 100% letaliteit bij 550 mbar
en hoger en verloopt lineair tussen deze punten.
Dit is samen te lezen met Tabel 1-2.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-3
Figuur 18-1: Functie Pletaal voor overdrukeffecten
18.2.2.2 Aangepaste werkwijze voor groepsrisico
Het is mogelijk om in de berekening van het groepsrisico voor overdrukeffecten niet alleen onderscheid te
maken tussen personen binnen en personen buiten, maar bijkomend ook tussen personen die zich binnen
achter glas bevinden en personen die zich binnen niet achter glas bevinden. Met “personen die zich achter
glas bevinden” worden personen bedoeld die zich in de ruimte loodrecht achter het vlak van een glazen ruit
bevinden.
Dit leidt tot drie populatiegroepen, met name (1) personen binnen achter glas, (2) personen binnen niet
achter glas en (3) personen buiten.
− Indien de software die gebruikt wordt voor het uitvoeren van de QRA de mogelijkheid biedt om drie
populatiegroepen te definiëren, kan het totale groepsrisico met deze drie groepen berekend worden,
waarbij voor elke groep de van toepassing zijnde (probit)functie wordt toegepast. Voor mensen die
zich buiten bevinden wordt gebruik gemaakt van Tabel 1-2.
− Indien de software dit niet toelaat, wordt een benaderende werkwijze toegepast met twee
populatiegroepen, met name (1) personen binnen achter glas en (2) personen binnen niet achter glas
gecombineerd met personen buiten. Deze werkwijze geldt enkel voor de explosiescenario’s BLEVE,
fysische explosie (van samengeperste gassen) en gaswolkexplosie. Voor de brand- en toxische
scenario’s wordt de normale werkwijze met onderscheid tussen personen binnen en personen
buiten gehanteerd. Dit betekent dat het groepsrisico apart berekend wordt voor de
explosiescenario’s enerzijds en de brand- en toxische scenario’s anderzijds en dat het totale
groepsrisico bekomen wordt door optelling van de apart berekende groepsrisico’s.
Voor de personen die zich binnen achter glas bevinden wordt de functie weergegeven in Figuur 18-1 gebruikt.
Voor de personen die zich binnen niet achter glas bevinden wordt de probitfunctie PrB gebruikt. Indien de
werkwijze met twee populatiegroepen gebruikt wordt, betekent dit dat ook voor de personen buiten de
probitfunctie PrB gebruikt wordt.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-4
𝑃𝑟B = −12,6 + 1,59 ∙ ln 𝑃
De probit wordt vervolgens omgerekend naar een kans op doding met behulp van de formule uit §1.5. De
overdruk waarbij 1% van de blootgestelden overlijdt (Pr = 2,67) ten gevolge van overdruk bedraagt (afgerond)
150 mbar.
Bij deze werkwijze is het ook noodzakelijk om de aanwezigheidsfractie achter glas in te schatten. Voor personen binnen aanwezig in woongebied wordt een aanwezigheidsfractie achter glas van 75% overdag en 25% ‘s nachts verondersteld. Voor personen binnen aanwezig in industriegebied wordt de aanwezigheids-fractie achter glas ingeschat op basis van de verhouding tussen het aantal personen dat aanwezig is in gebouwen met grote raamoppervlaktes (in verhouding tot de totale buitenmuuroppervlakte), zoals kantoorgebouwen, enerzijds en gebouwen met beperkte raamoppervlaktes (zoals magazijnen) anderzijds. Voor gebouwen met grote raamoppervlaktes wordt aangenomen dat 100% van de aanwezigen zich achter glas bevindt. Voor gebouwen met een beperkte raamoppervlakte wordt uitgegaan van 5% aanwezigheid achter glas. Voor andere type gebieden wordt een eigen inschatting gemaakt. Dit wordt voorgesteld in Tabel 18-1.
Tabel 18-1: Aanwezigheidsfractie achter glas voor personen binnen
Type gebied Aanwezigheidsfractie
achter glas overdag [%]
Aanwezigheidsfractie
achter glas ‘s nachts [%]
Woongebied 75 25
Industriegebied
− Gebouwen met grote raamoppervlaktes
− Gebouwen met beperkte raamoppervlakte
100
5
100
5
Andere gebieden Eigen inschatting Eigen inschatting
18.2.3 Maximale effectafstand
De maximale effectafstand wordt opgemeten vanaf het vrijzettingspunt tot op het verste punt waar een
letaliteit van 1% bekomen wordt. Voor een gaswolkexplosie kan in het veiligheidsdocument bijkomend de
effectafstand vanaf het aangrijpingspunt opgegeven worden.
18.3 BLEVE (FYSISCHE EXPLOSIE VAN TOT VLOEISTOF VERDICHTE GASSEN
OF KOKENDE VLOEISTOFFEN)
Om een BLEVE te bekomen moet aan bepaalde voorwaarden voldaan zijn. Het effect van een BLEVE wordt
bepaald door de oorzaak en dus het type BLEVE en de condities bij falen. Verder wordt ook beschreven op
welke manier de explosie-overdruk moet berekend worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-5
18.3.1 Voorwaarden
Volgende voorwaarden (CCPS, 2010) zijn noodzakelijk voor het optreden van een BLEVE:
− een vloeistof(fase) die aanwezig is boven het normaal (atmosferisch) kookpunt;
− een houder onder druk waardoor het product in tot vloeistof verdichte vorm aanwezig is;
− een breuk van de houder waardoor de druk boven de vloeistof(fase) zeer snel daalt.
Merk op dat een BLEVE zich kan voordoen bij zowel brandbare (vb. LPG) als bij toxische stoffen (bv. chloor)
en zowel bij opslag- als bij procesinstallaties en dat de thermische straling van de vuurbal (bij eventuele
ontsteking) hier geen onderdeel van uitmaakt.
18.3.2 Oorzaken
Met betrekking tot het fenomeen BLEVE wordt onderscheid gemaakt tussen een thermisch geïnduceerde
BLEVE en een niet-thermische geïnduceerde BLEVE.
− Bij een thermisch geïnduceerde BLEVE ligt een warmteaanstraling vanaf een externe warmtebron
aan de basis van het instantaan falen (bv. een brand in de buurt van een LPG-opslagtank waardoor
de inhoud van de tank opwarmt).
− Bij een niet thermisch geïnduceerde BLEVE is de instantane vrijzetting het gevolg van een oorzaak
andere dan de hiervoor genoemde (bv. corrosie, materiaaldefect, externe mechanische impact).
De oorzaak van de BLEVE bepaalt de faalcondities van de houder. Merk op dat beide soorten BLEVE kunnen
gevolgd worden door ontsteking, waarna een vuurbal gevormd wordt.
Daarnaast kan een BLEVE ook voorkomen ten gevolge van een run-awayreactie (zie §18.6.2).
18.3.3 Faalcondities
Bij een thermisch geïnduceerde BLEVE wordt de faaldruk gelijkgesteld aan 1,21 × de openingsdruk (in
overdruk) van de veiligheidsklep. Indien geen veiligheidsklep aanwezig is, wordt uitgegaan van falen bij 2,5
x de ontwerpdruk. De temperatuur is de temperatuur horende bij de faaldruk.
Bij een niet thermisch geïnduceerde BLEVE wordt uitgegaan van de maximale opslag- of werkingscondities
van de druktank. Bij ingeterpte en ingegraven tanks komt dit overeen met opslag bij bodemtemperatuur.
18.3.4 Explosie-overdruk
De overdrukeffecten van een BLEVE worden bepaald met het model van Baker voor niet-ideale gassen.
Indien de temperatuur van de vloeistoffase bij faling hoger is dan of gelijk aan de maximale temperatuur
waarbij oververhitte vloeistof kan bestaan (Engels: superheat limit temperature), dan wordt een drukvat
beschouwd dat maximaal gevuld is met de vloeistoffase. De temperatuur Tsl kan geschat worden op basis van
de kritische temperatuur Tc.
𝑇𝑠𝑙 = 0,89 ∙ 𝑇𝑐
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-6
Indien de temperatuur van de vloeistoffase bij faling lager is dan de superheat limit temperatuur, dan wordt
een drukvat beschouwd dat minimaal gevuld is met de vloeistoffase (en bijgevolg maximaal met de
dampfase).
De explosie-energie wordt bepaald uit
𝑊 = 𝑚 ∙ (𝑈1 −𝑈2)
Toestand 1 is de toestand van het gas in de drukhouder onmiddellijk voor het tijdstip waarop de drukhouder
faalt, terwijl toestand 2 wordt bepaald uitgaande van een isentrope expansie tot op atmosferische druk. Er
wordt aangenomen dat 100% van de explosie-energie wordt omgezet in drukgolven.
Vervolgens wordt een dimensieloze afstand berekend volgens
�� = 𝑟 ∙ (𝑃𝑎𝑊)
13⁄
Hiermee wordt de dimensieloze overdruk Ps bepaald met de formules uit Tabel 18-2. Hierbij wordt een
onderscheid gemaakt tussen bolvormige en cilindrische houders. Deze formules houden rekening met de
correctiefactor voor houders op grondniveau (of er net boven).
Tabel 18-2: Formules voor de dimensieloze overdruk ��𝑆
�� Bolvormige houders Cilindrische houders
0,1 ≤ R ≤ 0,2 ��𝑠 = 1,25 ∙ ��−1,92 ��𝑠 = 4,99 ∙ ��
−1,92
0,2 < R ≤ 1,5 ��𝑠 = 0,58 ∙ ��−2,39 ��𝑠 = 0,86 ∙ ��
−2,80
1,5 < R ≤ 1000 ��𝑠 = 0,26 ∙ ��−1,11 ��𝑠 = 0,40 ∙ ��
−1,13
Uit de dimensieloze overdruk kan de explosieoverdruk berekend worden met
𝑃 = ��𝑠 ∙ 𝑃𝑎
De explosieoverdruk P wordt vervolgens ingevoerd in de probitfunctie (zie §18.2.2) om de overdrukeffecten
van een BLEVE te berekenen.
18.3.5 Aangrijpingspunt
Het aangrijpingspunt van de BLEVE wordt gelijkgesteld aan het vrijzettingspunt.
18.4 FYSISCHE EXPLOSIE (VAN SAMENGEPERSTE GASSEN)
De explosie-overdruk ten gevolge van een fysische explosie wordt berekend met de methode van Baker (zie
§18.3.4), zowel voor ideale als niet-ideale gassen (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels,
2005).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-7
Voor het bepalen van de faaldruk wordt voor een bovengrondse houder uitgegaan van 1,21 x de
openingsdruk (in overdruk) van de veiligheidsklep (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels,
2005). Indien geen veiligheidsklep aanwezig is, wordt uitgegaan van falen bij 2,5 x de ontwerpdruk. De
temperatuur is de temperatuur horende bij de faaldruk. Voor een ondergrondse houder (inclusief ingeterpte
tank) wordt uitgegaan van de maximale opslag- of werkingscondities van de drukhouder.
Het aangrijpingspunt bevindt zich ter hoogte van het vrijzettingspunt.
18.5 GASWOLKEXPLOSIE
Het overdrukeffect van gaswolkexplosie wordt bepaald door de hoeveelheid explosieve massa in de wolk en
het tijdstip waarop de ontsteking plaatsvindt. Hieronder wordt beschreven op welke manier dit bepaald
wordt. Verder wordt ook het model voor het berekenen van de explosie-overdruk vastgelegd.
Daarnaast moet bij het optreden van gaswolkexplosie ook verbranding binnen de brandbare wolk beschouwd
worden.
18.5.1 Explosieve massa
De explosieve massa me is gelijk aan de massa aanwezig tussen de UEL en de LEL. Het overdrukeffect horende
bij het scenario gaswolkexplosie mag voor niet-reactieve stoffen uitgesloten worden als er minder dan 100
kg explosieve massa in de wolk aanwezig is. Voor reactieve stoffen, zoals waterstof, kan het scenario
gaswolkexplosie wel uitgesloten worden mits gebruik van een lagere waarde en mits motivering. Voor
waterstof kan de waarde van 200 g gebruikt worden. Dit geldt niet voor het effect van verbranding binnen
de brandbare wolk.
Het gedeelte van de brandbare wolk dat zich situeert op een hoogte boven 10 m kan uitgesloten worden,
indien zich hier geen obstakels bevinden die zorgen voor vlamversnelling. Dit gedeelte moet dan niet
meegenomen worden voor de bepaling van de explosieve massa.
18.5.2 Tijdstip van ontsteking
Het dispersiemodel berekent de explosieve massa in de wolk in functie van de tijd. De wolk met de grootste
explosieve massa gedurende de eerste 30 minuten na vrijzetting wordt geselecteerd voor het berekenen van
het gevolg van gaswolkexplosie.
De verbranding binnen de brandbare wolk die volgt op de gaswolkexplosie, dus na vertraagde ontsteking en
na explosie, heeft hetzelfde ontstekingstijdstip als de gaswolkexplosie.
Een andere mogelijkheid is om te werken met ontsteking op verschillende tijdstippen. De gebruikte
werkwijze wordt dan uitgebreid beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-8
18.5.3 Explosie-overdruk
De explosie-overdruk in functie van de afstand tot het explosiecentrum wordt berekend op basis van de
multi-energiemethode (van den Berg, 1985). Eerst wordt de dimensieloze afstand bepaald uit
�� = 𝑟 ∙ (𝑃𝑎𝐸)
13⁄
De multi-energiemethode wordt op een vereenvoudigde manier toegepast, waarbij
𝐸 = 휂 ∙ 𝑚𝑒 ∙ 𝐻𝑐
Voor de fractie van de brandbare wolk die ingesloten is () wordt uitgegaan van een waarde van 12%. De
dimensieloze overdruk Ps wordt vervolgens berekend met de formules overeenkomend met curve 7 (explosie
op grondniveau) volgens (Alonso, et al., 2006)
− Voor 0,23 ≤ �� < 0,5:
��𝑠 = 1
− Voor 0,5 ≤ �� ≤ 100:
��𝑠 = 0,406 ∙ ��−1,2
De waarden voor de ingesloten fractie en de curve zijn arbitrair vastgelegd. Deze kunnen in specifieke
omstandigheden aangepast worden mits motivatie. Indien andere curves gebruikt worden, worden de
overeenkomstige formules uit (Alonso, et al., 2006, p. Table 2) overgenomen.
Vervolgens wordt de explosie-overdruk berekend met
𝑃 = ��𝑠 ∙ 𝑃𝑎
De explosieoverdruk wordt vervolgens ingevoerd in de probitfunctie (zie §18.2.2) om de gevolgen ten gevolge
van overdruk van een gaswolkexplosie te berekenen.
18.5.4 Aangrijpingspunt
De effecten van overdruk worden uitgezet vanaf het centrum van de overeenkomstige brandbare wolk (zie
§18.5.2). Het centrum van de wolk wordt gelijkgesteld aan het geometrisch middelpunt van het brandbare
deel op de lengteas in de richting van de wind. Voor het berekenen van het risico ten gevolge van een
gaswolkexplosie wordt binnen de brandbare wolk 100% letaliteit verondersteld en wordt de letaliteit t.g.v.
explosie-overdruk slechts meegenomen vanaf de rand van de wolk. De maximale effectafstand wordt
gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie §15.2.3 en §16.5), zoals aangegeven in §18.2.3.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-9
18.6 ANDERE EXPLOSIES
18.6.1 Ontplofbare stoffen
Naargelang hun gevaarseigenschappen worden ontplofbare stoffen ingedeeld in 6 klassen, m.n. ADR-klasse
1.1 t.e.m. 1.6. Bij het uitwerken van een QRA worden de overdrukeffecten enkel beschouwd bij de instabiele
ontplofbare stoffen en de stoffen uit klasse 1.1 en 1.5, zoals aangegeven in §14.8.
In een eerste stap wordt de hoeveelheid bepaald die bij de massa-explosie betrokken kan zijn. Vervolgens
wordt de equivalente explosieve massa Meq bepaald door deze hoeveelheid te delen door het TNT-equivalent
van de betrokken stof, zoals voor een aantal stoffen weergegeven in Tabel 18-3 (Sertius, 2015). Voor elk van
de stoffen is de hoeveelheid aangegeven die dezelfde explosie-sterkte heeft als 1 kg TNT.
Indien de stof niet in deze tabel is opgenomen, kunnen gegevens bij de producent opgevraagd worden. Er
wordt dan uitgegaan van een waarde van 4,6 MJ/kg voor de explosie-energie van TNT.
Voor een explosie op hoogte wordt de equivalente explosieve massa gedeeld door 2. Het komt er grosso
modo op neer dat een houder zich “op hoogte” bevindt wanneer de berekende explosieoverdruk (zie
formules na tabel) de grond niet raakt.
Tabel 18-3: TNT-equivalent van een aantal ontplofbare stoffen (RIVM, 2015)
Stof kg/kg TNT
Acetylcyclohexaansulfonylperoxide (12% < watergehalte < 82%) 5
Ammoniumnitraat (zuiverheid > 90%, brandbaar materiaal < 0,2%) 3
Ammoniumnitraat (brandbaar materiaal > 0,2%) 3
Ammoniumperchloraat (deeltjes < 45 m) 4
Ammoniumpicraat (watergehalte < 10%) 1
Azodiisobutyronitril 5
Celluloid 1
Cellulosenitraat 1
Chloorperoxibenzoëzuur/3- (3-chloorbenzoëzuur < 82%) 4
Cyclohexanonperoxiden (watergehalte < 10%) 3
Cycloniet (watergehalte > 15% of flegmatiseermiddel > 10%) 0,8
Cyclotetramethyleentetranitramine (watergehalte > 15% of flegmatiseermiddel > 10%) 0,8
Cyclotrimethyleentrinitramine (watergehalte > 15% of flegmatiseermiddel > 10%) 0,8
Diazodinitrofenol (gehalte water/alcohol > 40%) 2
Dibarnsteenzuurperoxide 4
Dibenzoylperoxide (zuiverheid > 52%) 3
Dibenzylperoxidicarbonaat (watergehalte < 13%) 4
Dicyclohexylperoxidicarbonaat 5
Diglyceroltetranitraat 0,9
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-10
Stof kg/kg TNT
Diisopropylperoxidicarbonaat 3
Dimethyl-2,5-di-(tertiairbutylperoxi)hexyn/2,5- 3
Dimethyl-2,5-di-(benzoylperoxi)hexaan/2,5- 3
Dimethyl-2,5-dihydroperoxihexaan/2,5- (watergehalte < 18%) 2
Dinitroaniline/2,4- 1
Dinitrobenzeen 1
Dinitrofenol (watergehalte < 15%) 1
Dinitrotolueen/2,4- of 2,6- 1
Di-n-propylperoxidicarbonaat 3
Dioxiethylnitraminedinitraat 0,9
Di-sec-butylperoxidicarbonaat 3
Di-(tertiairbutylperoxi)cyclohexaan/1,1- 3
Di-(tertiairbutylperoxi)ftalaat 3
Ethanolaminedinitraat 1
Ethyl-3,3-di-(tertiairbutylperoxi)butyraat 3
Etheendiaminedinitraat 1
Etheendinitramine 0,9
Ethyeenglycoldinitraat 0,7
Ethylnitraat 1
Glyceroldinitraat 0,9
Glyceroltrinitraat (1 tot 10% alcohol) 0,9
Guanidinitraat 2
Hexamethyleentetraaminedinitraat 1
Hexamethyleentriperoxidediamine 0,9
Hexanitrodifenylamine 0,9
Hexanitrodipentaerytriet 0,8
Hexanitroethaan 1
Hexanitrostilbeen 0,9
Hexatonal 0,6
Hydrazinenitraat 1
Hydrazineperchloraat 1
Kwikfulminaat (watergehalte > 20%) 3
Loodazide (watergehalte > 20%) 4
Loodstyfnaat (watergehalte > 20%) 3
Mannitolhexanitraat (water/alcohol gehalte > 40%) 1
Methylaminenitraat 1
Methylnitraat 0,8
Methyltrimethylolmethaantrinitraat 0,9
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-11
Stof kg/kg TNT
Nitroethaan 1
Nitroethaanpropaandioldinitraat 1
Nitroguanidine (watergehalte 20%) 2
Nitroguanidine (watergehalte < 20%) 1
Nitroisobutylglyceroltrinitraat 0,6
Nitromethaan 1
Nitropropaan/2- 1
Nitroureum 2
Octoliet (77% octogeen, 23% TNT, watergehalte < 15%) 0,8
Pentaerytraattetranitraat (PETN) (wasgehalte > 7%) 0,8
Pentaerytraattetranitraat (PETN) (watergehalte > 25% of flegmatiseermiddel > 15%) 0,9
Pentoliet (mengsel TNT/PETN) (watergehalte < 15%) 0,8
Rookzwart buskruit 1
Tetramethylcyclopentanontetranitraat 1
Tetranitroaniline 0,8
Tetranitrocarbazool 1
Tetranitromethaan 1
Tetrazeen 2
Triaminotrinitrobenzeen 2
Triethyleenglycoldinitraat 3
Triethylaminenitraat 1
Trinitroaniline 0,9
Trinitroanisool 1
Trinitrobenzeen (watergehalte < 35%) 0,9
Trinitrobenzoëzuur 1
Trinitroerytriet 0,8
Trinitrofenetol 1
Trinitrofenol (watergehalte < 30%) 0,9
Trinitrofenol (watergehalte 30%) 1
Trinitrofenylethylnitramine/2,4,6- 0,9
Trinitrofenylmethylnitramine 0,9
Trinitroftaleen 1
Trinitro-m-cresol 1
Trinitrophenoxiethylnitraat 0,9
Trinitroesorcine 1
Trinitrotolueen (TNT) 1
Trinitroxyleen 1
Tritonal 0,6
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-12
Stof kg/kg TNT
Ureumnitraat 2
Zilverazide 2
Zwart kruit 2
Daarna wordt de overdruk P in functie van de afstand r bepaald met behulp van volgende formules (NATO,
2006).
𝑟′ =𝑟
√𝑀𝑒𝑞3
𝑈 = −0,214362789151 + 1.35034249993 ∙ log10 𝑟′ Log10(1000 ∙ P)
= 2,78076916577 − 1,6958988741 ∙ 𝑈 − 0,154159376846 ∙ 𝑈2 + 0,514060730593∙ 𝑈3 + 0,0988534365274 ∙ 𝑈4 − 0,293912623038 ∙ 𝑈5 − 0,0268112345019 ∙ 𝑈6 + 0,109097496421 ∙ 𝑈7 + 0,00162846756311 ∙ 𝑈8 − 0,0214631030242 ∙ 𝑈9 + 0,0001456723382 ∙ 𝑈10 + 0,00167847752266 ∙ 𝑈11
18.6.2 Run-awayreacties
De explosie-overdruk ten gevolge van run-awayreacties wordt berekend met de methode van Baker (zie
§18.3.4) (van Doormaal & van Wees, 2005).
Voor het bepalen van de faaldruk wordt uitgegaan van 2,5 x de ontwerpdruk van de houder (van Doormaal
& van Wees, 2005).
Het aangrijpingspunt bevindt zich ter hoogte van het vrijzettingspunt.
Voor run-awayreacties zullen de faalfrequenties steeds expliciet moeten afgeleid worden.
18.6.3 Stofexplosie
Indien relevant worden de effecten van stofexplosie van Seveso-stoffen behandeld. De manier waarop dit
gebeurt wordt beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-13
18.7 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/11 omtrent het uitsluiten van gaswolkexplosie o.b.v. de
hoeveelheid explosieve massa, Q&A 18/12 omtrent het ontstekingstijdstip van
gaswolkexplosie, Q&A 18/16 omtrent het uitsluiten van gaswolkexplosie op grote
hoogte
Verwerking onderzoeksrapport omtrent de probitfunctie voor overdruk
Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-14
18.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde
TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014;
Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-
deskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE,
2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de
programma’s Phast en Phast Risk en van de programma’s Effects en Riskcurves.
Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met
− de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen;
− de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen;
− de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma’s, opdat de berekeningen ook
effectief uitgevoerd kunnen worden.
Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de
wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de
verschillende softwareprogramma’s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis
gezocht worden.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
Algemeen
Effecten ten gevolge van fragmentvorming horende bij de initiële explosie worden in het kader van de
externe mensveiligheid niet beschouwd omwille van de verwaarloosbare trefkans.
18.2.1 Receptorhoogte
De waarde voor de receptorhoogte werd bepaald in overleg met de deskundigen.
18.2.2 Probitfunctie voor overdruk
In het eindrapport van het TWOL-project “Onderzoek naar een probitfunctie voor letaliteit door overdruk”
(Protec Engineering, 2018) is de probitfunctie voor letaliteit onderzocht en is een nieuwe probitfunctie
uitgewerkt en wetenschappelijk onderbouwd. De resultaten uit dit eindrapport zijn verwerkt in het
Handboek Risicoberekeningen.
Voor doding van mensen door overdrukeffecten wordt standaard de functie gebaseerd op lijnstukken
gehanteerd. Deze functie voor Pletaal, waarbij de letaliteit rechtstreeks wordt gegeven i.f.v. de explosie-
overdruk (in tegenstelling tot gewone probitfuncties, waarbij de waarde Pr nog moet omgerekend worden
naar Pletaal) is gebaseerd op de doding van mensen door weggeslingerde glasscherven bij breuk van glasramen
in gebouwen en door instorting van gebouwen. Deze probitfunctie kan altijd gebruikt worden en is de
standaardwerkwijze.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-15
Een tweede mogelijke werkwijze maakt gebruik van probitfunctie PrB. Deze houdt enkel rekening met de
kans op doding door instorting van gebouwen. Deze kan enkel gebruikt worden voor de bepaling van het
groepsrisico en dat enkel voor de personen die zich niet achter glas bevinden.
De werkwijze met twee populatiegroepen is een benadering die het mogelijk maakt om zonder aanpassing
de huidige softwareprogramma’s te kunnen gebruiken. Er zijn twee redenen waarom dit een benaderende
werkwijze is:
1. De populatie die zich buiten bevindt wordt opgeteld bij de populatie die zich binnen niet achter glas
bevindt. Hierdoor wordt de letaliteit voor personen die zich buiten bevinden overschat. Over het
algemeen weegt het effect van de nauwkeurigere inschatting van de letaliteit binnen echter door.
2. Het scenario BLEVE + vuurbal is zowel een explosie- als een brandscenario. Dit scenario wordt
beschouwd als een brandscenario. De letaliteit voor personen binnen wordt hierdoor overschat.
18.3 BLEVE (fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen of kokende vloeistoffen)
18.3.3 Faalcondities
Voor de faalcondities van een thermisch geïnduceerde BLEVE wordt vertrokken van de informatie uit (DNV
& Protec Engineering, 2015). In overleg met de deskundigen (LNE, 2016a) werd op basis van Tabel 18-4 uit
dat document besloten dat een thermisch geïnduceerde BLEVE overeenkomt met “uitwendige brand” als
faalwijze en dat als er geen veiligheidsklep is, dat dit overeenkomt met “falen drukontlastingsventiel”.
Tabel 18-4: Toestand in het drukvat op het moment van falen i.f.v. de faalwijze van het drukvat voor tot vloeistof verdichte gassen
Faalwijze Vullingsgraad Druk of temperatuur op het moment
van falen
1 Corrosie, erosie, materiaaldefect,
externe impact, vermoeiing, …
Maximaal o.b.v.
geldende wetgeving
Opslag- of werkingstemperatuur
2 Uitwendige brand 1,21 x openingsdruk van de
drukontlastingsklep
3 Overvullen (en falen
drukontlastingsventiel)
Maximaal o.b.v.
geldende wetgeving
Ontwerpdruk x veiligheidsfactor
(doorgaans 2,5)
4 Overmatige opwarming (en falen
drukontlastingsventiel)
Maximaal o.b.v.
geldende wetgeving
Ontwerpdruk x veiligheidsfactor
(doorgaans 2,5)
Op basis van de informatie uit het Gele Boek (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels,
2005) wordt besloten dat de openingsdruk van de klep in overdruk moet staan en niet in absolute druk, zoals
in (RIVM, 2009).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-16
18.3.4 Explosie-overdruk
Bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werd hoofdzakelijk gewerkt met het model van Baker
(Baker, Cox, Westine, Kulesz, & Strehlow, 1983) voor het berekenen van explosie-overdrukken.
Superheat limit temperature
Omtrent het gebruik van de superheat limit temperature waren er verschillende theorieën en praktijken in
gebruik.
CCPS (2010) stelt: “In the literature it is often assumed that if the liquid temperature is at or above the
atmospheric superheat limit, then the liquid will flash to vapor explosively (i.e. it will produce a shock) upon
sudden loss of containment. If it is below the superheat limit, it will not produce a shock. Experimental
evidence has shown this not to be the case. There is no clear dividing line between a BLEVE and a non-BLEVE
event based on the superheat limit temperature.” Een BLEVE is bijgevolg mogelijk indien de temperatuur op
het moment van falen lager is dan de superheat limit temperature.
Uit (DNV & Protec Engineering, 2015): “Volgens de theorie van Reid (1979, zoals geciteerd in CCPS, 1994) is
een BLEVE slechts mogelijk indien de vloeistof homogeen kookt, wat op zijn beurt slechts mogelijk is indien
de temperatuur van de vloeistoffase hoger is dan de maximale temperatuur waarbij oververhitte vloeistof
kan bestaan (Engels: superheat limit temperature). Deze temperatuur Tsl (K) kan geschat worden op basis
van de kritische temperatuur Tc (K), volgens Tsl = 0,89 . Tc.”
van Doormaal en van Wees (2005) stellen in dit verband dat een BLEVE optreedt indien de temperatuur hoger
is dan Tsl en dat een BLEVE mogelijk optreedt indien de temperatuur gelegen is tussen het kookpunt en Tsl.
Abbasi en Abbasi (2007) bevestigen dit op basis van een literatuurstudie.
Indien een BLEVE mogelijk is, wordt het worst case scenario doorgaans bepaald door een drukvat te
beschouwen dat maximaal gevuld is met de vloeistoffase. Indien een BLEVE evenwel onwaarschijnlijk is door
een beperkte graad van oververhitting, dienen mogelijk eerder de effecten bepaald te worden die gepaard
gaan met de expansie van de dampfase. Hiervoor wordt het worst case scenario bepaald door een drukvat
te beschouwen dat minimaal gevuld is met de vloeistoffase (en bijgevolg maximaal met de dampfase).”
In overleg met de deskundigen (LNE, 2016b) werd besloten om een onderscheid te maken op basis van de
superheat limit temperature, zoals beschreven in de vorige alinea. Dit zou ook de werkwijze in Frankrijk zijn.
De temperatuur die moet bekeken worden, is deze bij faling.
Bepalen dimensieloze overdruk
De formules voor het bepalen van de dimensieloze overdruk Ps komen uit (Ferradás, et al., 2006). Hierbij
wordt een onderscheid gemaakt tussen bolvormige en cilindrische houders. Deze formules zijn gebaseerd op
de methode van (Baker, et al., 1977) en houden rekening met de correctiefactor voor houders op
grondniveau (of er net boven).
Voor ondergrondse houders is het zonder meer logisch om deze correctiefactor te gebruiken. Voor
bovengrondse houders geldt “De uitstroomhoogte voor bovengrondse installaties wordt gelijkgesteld aan 1
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-17
m, tenzij de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld hoger is dan 1 m. In dit laatste geval
wordt de uitstroomhoogte gelijkgesteld aan de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld.”
(zie §15.2.2.3), waardoor (bijna) altijd een correctiefactor voor houders op grondniveau (of er net boven) zal
moeten gebruikt worden. M.a.w. de explosie bevindt zich (bijna) altijd op grondniveau (of er net boven).
De correctiefactoren voor cilindrische houders en houders op grondniveau werden bij opmaak van het
Handboek Risicoberekeningen niet door iedereen gebruikt, maar de literatuur geeft aan dat deze moeten
gebruikt worden.
18.4 Fysische explosie (van samengeperste gassen)
In weze is er een lichtjes aangepaste methode voor ideale gassen, maar de methode voor niet-ideale gassen
zou conservatief zijn. Ideale gassen komen in de praktijk ook niet zo vaak voor. Daarom is besloten om voor
beide dezelfde methode te hanteren.
Voor het bepalen van de faaldruk wordt gebruik gemaakt van Tabel 18-4 ervan uitgaande dat een externe
brand de belangrijkste oorzaak is.
18.5 Gaswolkexplosie
Er wordt hier bewust gesproken over “verbranding binnen de brandbare wolk” en niet over “wolkbrand”,
omdat het fenomeen wolkbrand een ander tijdstip van ontsteking heeft dan het fenomeen gaswolkexplosie
en voor de “verbranding binnen de brandbare wolk” bij gaswolkexplosie moet hetzelfde tijdstip genomen
worden als voor de gaswolkexplosie.
18.5.1 Explosieve massa
Er is gekozen om het uitsluiten van het scenario gaswolkexplosie o.b.v. de explosieve massa niet te
verplichten, vermits deze wolken het risico niet zullen bepalen. Het scenario wolkbrand moet wel steeds
worden meegenomen.
De waarde van 200 g voor waterstof werd voorgesteld door Protec Engineering, omwille van de hoge
reactiviteit en omdat waterstof veel lichter is dan lucht.
18.5.2 Tijdstip van ontsteking
Aangezien bij de opmaak van het handboek een aantal deskundigen al gebruik maken van ontsteking op
meerdere tijdstippen en omdat deze werkwijze wel logisch lijkt, wordt dit ook toegestaan.
18.5.3 Explosie-overdruk
Uit (DNV & Protec Engineering, 2015) blijkt dat de curves van 40 mbar, de waarde voor overdruk waarbij 1%-
letaliteit bekomen wordt met de toenmalige probitfunctie voor overdruk (Pr = -8,23 + 1,31.ln(P)), nagenoeg
samenvallen voor het TNT-equivalentiemodel met een equivalentiefactor van 10% en het multi-
energiemodel met curve 7 en 12%. Deze waarden zijn de door de deskundigen meest gebruikte ten tijde van
de opmaak van het handboek en werden overeengekomen tijdens de case studies.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-18
18.5.4 Aangrijpingspunt
De keuze voor het middelpunt werd bepaald in overleg met de deskundigen (LNE, 2016a).
18.6 Andere explosies
18.6.1 Ontplofbare stoffen
Bij de formule voor het berekenen van de overdruk wordt P vermenigvuldigd met 1000 t.o.v. de referentie,
omdat P in de referentie in kPa staat en in dit handboek staat P in Pa.
18.6.2 Run-awayreacties
Voor het bepalen van de faaldruk wordt uitgegaan van tabel 7.1 van het Gele Boek waar een veiligheidsfactor
van 2,5 vermeld wordt voor runaway-reacties (van Doormaal & van Wees, 2005).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-1
MODULE 19. THERMISCHE STRALING EN DIRECT VLAMCONTACT
Deze module beschouwt de effecten ten gevolge van warmtestraling en van direct contact met een vlam of
brandende wolk.
De warmtestralingsfenomenen plasbrand, fakkelbrand en vuurbal worden beschouwd. Deze fenomenen
leiden tot een stralingswarmteflux in de omgeving, waardoor letaal letsel kan ontstaan. Deze module
beschrijft voor elk warmtestralingsfenomeen de manier waarop de stralingsintensiteit op een bepaalde
afstand moet worden bepaald. Deze kan vervolgens in de probitfunctie gestoken worden om het
letaliteitspercentage op die afstand te berekenen.
Voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt daarnaast ook steeds 100% letaliteit binnen de vlam
verondersteld, zoals aangegeven in de schademodellen voor letaliteit (§1.6). De afmetingen van de vlam
worden bepaald met de opgegeven formules.
Bij wolkbrand wordt enkel letaliteit ten gevolge van direct vlamcontact beschouwd. Warmtestralingseffecten
worden verwaarloosbaar geacht.
Wanneer welk fenomeen dient beschouwd te worden, is beschreven in Module 14.
19.1 SYMBOLEN
A [m²] Vlamoppervlakte
B [m] Lift-off van de kegel, zijnde de afstand van de as van het gat tot het punt met de
intersectie van de kegelas
cp [J/kg.K] Specifieke warmte bij constante druk
dj [m] Diameter van de fakkel na expansie
D [m] Diameter van de brandende plas; vlamdiameter; diameter van de vuurbal
D’ [m] Uitgerokken vlamdiameter in windafwaartse richting
Ds [m] Effectieve brondiameter
E [W/m²] Gemiddelde (uitgezonden) stralingswarmteflux over het ganse vlamoppervlak
Emax [W/m²] Maximale stralingswarmteflux van de heldere delen van de vlam
Eroet [W/m²] Stralingswarmteflux van de door roet bedekte delen van de vlam
F [-] Viewfactor
Fs [-] Fractie van de warmte-energie die naar straling gaat
Fr [-] Froudegetal (uw2 /g ∙ D)
g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²)
H [m] Hoogte van het centrum van de vuurbal
I [W/m²] Stralingsintensiteit (invallend)
L [m] Lengte van de vlam
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-2
L0 [m] Lengte van de vlam bij windstille condities
LB [m] Lengte van de vlam bij een windsnelheid uw
m [kg] Massa van de vuurbal
m [kg/s] Vrijzettingsdebiet
mi [-] Molaire fractie van component i in de vloeistoffase
mb [kg/m².s] Specifiek verbrandingsdebiet
mb,max [kg/m².s] Maximaal verbrandingsdebiet (oneindig grote plas)
MW [g/mol] Molaire massa
P [MPa] Barstdruk, faaldruk
Pv,w [Pa] Verzadigingsdruk van water
Pr [-] Probitwaarde behorende bij de sterftekans
r [m] Afstand van het vlamoppervlak (plasbrand, fakkelbrand) of het centrum van de
vuurbal tot het ontvangende oppervlak (i.e. de padlengte)
R [-] Snelheidsverhouding (uw/uj)
RL [m] Lengte van de afgeknotte kegel
RH [-] Relatieve luchtvochtigheid
S [1/m] Extinctiecoëfficiënt m.b.t. stralingswarmteflux
td [s] Duurtijd van de vuurbal
t [s] Blootstellingsduur
Ta [K] Temperatuur van de omgevingslucht
Tk [K] Kookpunt van de vloeistof
Tp [K] (Initiële) Temperatuur van de plas
uj [m/s] Pseudosnelheid van de fakkel (na expansie), snelheid van het gas
uw [m/s] Windsnelheid (op 10 m hoogte)
W [kg/s] Massafractie van brandstof in een stoechiometrisch mengsel met lucht
W1 [m] Breedte van de basis van de afgeknotte kegel
W2 [m] Breedte van de top van de afgeknotte kegel
Griekse symbolen
α [°] Hoek tussen de as van de vlam en de as van de uitstromingsopening
Hc [J/kg] Verbrandingswarmte
Hv [J/kg] Verdampingswarmte
θ [°] Hellingshoek van de vlam t.o.v. de verticale (plasbrand); Hoek tussen de
richting van de uitstroming en de horizontale (fakkelbrand)
θ [°] Hoek tussen de normale naar de ontvanger en de lijn tussen de ontvanger en
de straler
θ2 [°] Hoek tussen de normale van het stralende oppervlak in een bepaald punt en
de lijn tussen dat punt en de ontvanger
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-3
[m²/s] Kinematische viscositeit van de omgevingslucht (1,45.10-5 m²/s bij 1 bar en 13
ºC)
ξ(Ds) [-] Richardsongetal o.b.v. DS ([g
Ds2∙uj
2]
1
3∙ DS)
ρa [kg/m³] Dichtheid van de lucht
ρg [kg/m³] Dichtheid van het gas
ρj [kg/m³] Dichtheid van de stof na expansie
ρl [kg/m³] Dichtheid van de vloeistof
τ [-] Atmosferische transmissiviteit van de lucht
19.2 ALGEMENE ASPECTEN VOOR WARMTESTRALINGSFENOMENEN
Hieronder worden enkele algemene aspecten besproken die van belang zijn voor de verschillende
warmtestralingsfenomenen (plasbrand, fakkelbrand, vuurbal), zoals de hoogte waarop de effectberekening
dient te gebeuren en de probitfunctie voor warmtestraling. In de probitfunctie wordt gebruik gemaakt van
de blootstellingsduur en de stralingsintensiteit op een bepaalde plaats, waarvoor dan weer de atmosferische
transmissiviteit dient gekend te zijn. Met behulp van de probitfunctie kan dan de letaliteit op elke plaats en
de maximale effectafstand berekend worden.
De verdere invulling van de parameters die hiervoor nodig zijn, zoals de warmtestralingsflux en de viewfactor,
worden achteraf per fenomeen besproken.
19.2.1 Receptorhoogte
De receptorhoogte voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt vastgelegd op 0 m.
19.2.2 Probitfunctie voor warmtestraling
De probitfunctie voor doding van mensen door warmtestraling (VROM, 2005c) luidt
Pr = −36,38 + 2,56. ln(I4 3⁄ . t)
De probit wordt vervolgens omgerekend naar een kans op doding met behulp van de formule uit §1.5. De
blootstellingsduur van 20 seconden geeft een stralingsintensiteit van 9,8 kW/m² bij een sterftekans van 1%
(Pr = 2,67).
19.2.3 Blootstellingsduur
Er wordt uitgegaan van een volledig ontwikkelde brand. De blootstellingsduur voor warmtestraling wordt
beperkt tot 20 s.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-4
19.2.4 Stralingsintensiteit
De stralingsintensiteit I, de invallende straling in een bepaald punt, kan voor een oppervlaktestraler met
behulp van de atmosferische transmissiviteit (§19.2.5), de vorm van de vlam (viewfactor F) en de
uitgestraalde warmtestralingsflux E berekend worden via
𝐼 = 𝜏 ∙ 𝐸 ∙ 𝐹
De viewfactor en de uitgestraalde warmtestralingsflux worden hierna per fenomeen besproken.
De stralingsintensiteit wordt vervolgens ingevuld in de probitfunctie (zie §19.2.2) om de letaliteit te bepalen.
19.2.5 Atmosferische transmissiviteit
De atmosferische transmissiviteit houdt rekening met de absorptie van de straling door de omgevende lucht
en wordt bepaald met de correlatie van (Wayne, 1990)
𝜏 = 1,006 − 0,01171 ∙ (log10 (2,165 ∙ 𝑅𝐻 ∙ 𝑃𝑣,𝑤
𝑇𝑎∙ 𝑟)) − 0,02368 ∙ (log10 (
2,165 ∙ 𝑅𝐻 ∙ 𝑃𝑣,𝑤𝑇𝑎
∙ 𝑟))2
− 0,03188 ∙ (log10 (273
𝑇𝑎∙ 𝑟)) + 0,001164 ∙ (log10 (
273
𝑇𝑎∙ 𝑟))
2
19.2.6 Maximale effectafstand
Voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt de maximale effectafstand opgemeten vanaf het punt van
vrijzetting tot op het verste punt waar een letaliteit van 1% bekomen wordt. Voor wolkbrand wordt in §
19.6.5 uitgelegd op welke manier de maximale effectafstand wordt bepaald.
Voor een plasbrand kan in het veiligheidsdocument bijkomend de effectafstand vanaf de rand van de plas
opgegeven worden.
19.3 PLASBRAND
Het effect van plasbrand wordt bepaald door uit te gaan van een cirkelvormige plas, indien de plas niet
beperkt wordt door bv. een inkuiping. De stralingswarmteflux wordt berekend op basis van de diameter van
de vlam. Op basis van de afmetingen van de vlam kan de viewfactor bepaald worden. Hiermee kan dan de
stralingsintensiteit (zie §19.2.4) op een bepaald punt bepaald worden.
Eerst worden de afmetingen van de vlam, die benaderd wordt door een scheve elliptische cilinder, besproken
(zie Figuur 19-1). Dit zijn de vlamlengte L, de hellingshoek θ en de vlamrek D’/D. Deze worden hoofdzakelijk
bepaald door de producteigenschappen van de brandbare vloeistof, de omvang van de plas (vlamdiameter
D) en door de heersende windsnelheid. Meer concreet speelt het specifieke verbrandingsdebiet mb van de
vloeistof, zijnde de snelheid waarmee de hoogte van de vloeistofplas afneemt, hierin een belangrijke rol.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-5
Figuur 19-1: Karakteristieken van een plasbrand
De methodiek voor cirkelvormige plassen wordt hieronder beschreven. Voor het scenario kuipbrand wordt
echter met de werkelijke vorm van de inkuiping gewerkt (zie §16.4.2.2). Voor het berekenen van de effecten
van kuipbrand wordt wel uitgegaan van onderstaande methodiek voor cirkelvormige plassen. De methodiek
voor de omvorming van een cirkelvormige plas naar een plas in de vorm van de inkuiping wordt beschreven
in het veiligheidsdocument.
19.3.1 Massa
Voor plasbrand bij vrijzetting van vloeistoffen wordt uitgegaan van de volledig vrijgezette hoeveelheid (zie
§15.2) en bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen wordt uitgegaan van de rain-outfractie voor het
bepalen van de plasgrootte.
19.3.2 Vlamdiameter
De plasbrand wordt berekend met een vlamdiameter D die gelijk is aan de plasdiameter na de volledige
uitstromingsduur (zie §15.2.2.1).
19.3.3 Verbrandingsdebiet
Het specifiek verbrandingsdebiet mb wordt gelijkgesteld aan het maximaal verbrandingsdebiet mb,max (LNE,
2016a).
Voor zuivere C1 tot en met C4-koolwaterstoffen (CxHy) en voor waterstof wordt het maximale
verbrandingsdebiet voor een plasbrand op land bepaald met (LNE, 2016a)
��𝑏,𝑚𝑎𝑥 = 0,1672 − 2 ∙ 10−4 ∙ 𝑇𝑘
Voor andere stoffen wordt het maximale verbrandingsdebiet bepaald a.d.h.v. de formule van (Burgess & al,
1961), zijnde
��𝑏,𝑚𝑎𝑥 = 1,27 ∙ 10−6 ∙ 𝜌𝑙 ∙ (
∆𝐻𝑐∆𝐻𝑣 + 𝑐𝑝 ∙ (𝑇𝑘 − 𝑇𝑝)
)
L
D’
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-6
waarbij de dichtheid van de vloeistof ρl bij de temperatuur van de plas en de verdampingswarmte ∆H𝑣 bij
het kookpunt worden bepaald (Rew & Hulbert, 1996).
Experimentele waarden gerapporteerd in de literatuur mogen niet gebruikt worden om het maximaal
verbrandingsdebiet te bepalen.
Voor een plasbrand op water worden deze formules voor stoffen met een normaal kookpunt lager dan de
omgevingstemperatuur bijkomend vermenigvuldigd met de factor 2,5 (DNV Software, 2005).
19.3.4 Vlamlengte
Voor het bepalen van de vlamlengte L wordt de correlatie van (Thomas, 1963) met invloed van de wind
gebruikt:
𝐿
𝐷= 55 ∙ (
��𝑏
𝜌𝑎 ∙ √𝑔 ∙ 𝐷)
0,67
∙ (𝑢𝑤
(𝑔 ∙ ��𝑏 ∙ 𝐷 𝜌𝑎⁄ )13⁄)
−0,21
19.3.5 Hellingshoek van de vlam
Het berekenen van de hellingshoek θ van de vlam onder invloed van de wind gebeurt aan de hand van de
correlatie van (Rew & Hulbert, 1996)
tan 휃
cos 휃= 3,13 ∙ 𝐹𝑟0,431
19.3.6 Vlamrek
Vlamrek wordt niet meegenomen in de berekeningen van een plasbrand.
19.3.7 Viewfactor
De viewfactor F wordt weergegeven door
𝐹 = ∫𝑐𝑜𝑠 휃1 ∙ 𝑐𝑜𝑠 휃2 ∙ 𝑑𝐴
𝜋 ∙ 𝑟2
Voor het ontvangende oppervlak wordt uitgegaan van een oppervlakte van 1 m².
De viewfactor wordt ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.3) om de
warmtestralingseffecten van een plasbrand te berekenen.
19.3.8 Stralingswarmteflux van de vlam
De stralingswarmteflux E van grootschalige plasbranden is niet uniform over het gehele vlamoppervlak. De
heldere delen van een vlam stralen immers aan een hogere stralingswarmteflux dan de delen van de vlam
die bedekt zijn door zwarte rook (roet).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-7
Roetproductie wordt beschouwd indien de stof 5 of meer koolstofatomen bevat. In de andere gevallen wordt
een volledig heldere vlam beschouwd. Indien de deskundige van oordeel is dat een welbepaalde stof niet
correct wordt ingedeeld volgens dit criterium, dan wordt dit gemeld aan het Team EV (inclusief vermelding
van de bron). Het Team EV zal daarna in onderling overleg met de erkende VR-deskundigen de indeling voor
deze stof vastleggen, waarna deze hier als uitzondering op deze regel zullen worden opgenomen en kunnen
gebruikt worden in veiligheidsdocumenten.
Voor branden met roetproductie wordt voor het berekenen van de stralingswarmteflux gebruik gemaakt van
de formule van (Mudan & Croce, 1988)
𝐸 = 𝐸𝑚𝑎𝑥 ∙ 𝑒𝑥𝑝(−𝑆 ∙ 𝐷) + 𝐸𝑟𝑜𝑒𝑡 ∙ (1 − 𝑒𝑥𝑝(−𝑆 ∙ 𝐷))
Voor heldere vlammen wordt de stralingswarmteflux berekend met
𝐸 = 𝐸𝑚𝑎𝑥 ∙ (1 − exp(−𝑆 ∙ 𝐷))
De maximale stralingswarmteflux Emax voor de heldere delen van de vlam bedraagt 140 kW/m² voor
vloeistoffen, m.u.v. methanol waarvoor 70 kw/m² wordt gebruikt, en 265 kW/m² voor gassen (o.b.v. (Rew &
Hulbert, 1996)). De stralingswarmteflux Eroet van de door roet bedekte delen van de vlam bedraagt 20
kW/m². Voor de extinctiecoëfficiënt S wordt een waarde van 0,12/m aangenomen.
De stralingswarmteflux wordt ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §18.2.2) om de
warmtestralingseffecten van een plasbrand te berekenen.
19.3.9 Aangrijpingspunt
De effecten van warmtestraling worden uitgezet vanaf de rand van de plas. Tussen het vrijzettingspunt en
de rand van de plas wordt gerekend met 100% letaliteit ten gevolge van verbranding (zie §1.6). De maximale
effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie §16.5), zoals aangegeven in §19.2.6.
19.4 FAKKELBRAND
Het effect van een fakkelbrand wordt bepaald door uit te gaan van een oppervlaktestraler in de vorm van
een afgeknotte kegel. Het berekeningsmodel voor het bepalen van de vlamgeometrie en de uitgestraalde
warmteflux wordt gekozen op basis van de richting van de fakkelbrand en het type product.
− Vrijzetting van gas, richting fakkelbrand verticaal: model van Chamberlain;
− Vrijzettingen van tot vloeistof verdichte gassen, alle richtingen fakkelbrand: model van Cook.
Eerst worden de richting en het massadebiet vastgelegd voor alle types fakkelbranden. Daarna worden het
model van Chamberlain en het model van Cook uitgebreid behandeld.
19.4.1 Richting van de fakkelbrand
Voor alle installaties wordt uitgegaan van een verticale fakkel. Verder wordt uitgegaan van een
ongehinderde uitstroming.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-8
19.4.2 Massadebiet
Het massadebiet m voor de fakkel wordt gelijkgesteld aan het volledige uitstromingsdebiet, zoals bepaald in
§15.2.2.4.
19.4.3 Model van Chamberlain
Het model van (Chamberlain, 1987) wordt gebruikt bij vrijzettingen uit de gasfase waarbij de richting van de
fakkel verticaal (hoek t.o.v. de verticale < 45°) is.
De stralingswarmteflux wordt berekend op basis van de vlamoppervlakte en het massadebiet. Op basis van
de afmetingen van de vlam kan de viewfactor bepaald worden. Hiermee kan de stralingsintensiteit (zie
§19.2.4) op een bepaald punt bepaald worden.
Eerst worden de geometrische componenten van het model besproken. Deze zijn de lengte van de vlam bij
de geldende condities (LB), hoek tussen de as van de kegel en de uitstromingsopening (), de hoogte van de
vlam boven de uitstroomopening (lift-off afstand) (B), de lengte van de kegel (RL), de breedte van de basis
van de afgeknotte kegel (W1), de breedte van de top van de afgeknotte kegel (W2) en de oppervlakte van de
vlam (A). Deze zijn weergegeven in Figuur 19-2. Daarnaast worden ook de effectieve diameter van de bron
(Ds) en de lengte van de vlam bij windstil weer (L0) gebruikt als tussenresultaten.
Figuur 19-2: Karakteristieken van de vlam volgens het model van Chamberlain
19.4.3.1 Effectieve brondiameter van de fakkel
Alvorens de geometrie van de fakkelbrand kan bepaald worden, dient eerst de bronterm berekend te
worden. Dit houdt in dat de snelheid van het gas uj en de dichtheid van het gas ρj na de expansie van de jet
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-9
dienen gekend te zijn. Deze waarden worden berekend uitgaande van een isentrope expansie tot op
atmosferische druk.
De fakkeldiameter dj na expansie wordt vervolgens als volgt bepaald
𝑑𝑗 = (4 ∙ ��
𝜋 ∙ 𝑢𝑗 ∙ 𝜌𝑗)
1/2
De effectieve brondiameter van de fakkel Ds, de diameter van een imaginair gat van waaruit lucht (met
dichtheid bij atmosferische condities) vrijkomt met hetzelfde debiet en snelheid als de brandstof, wordt als
volgt berekend.
𝐷𝑆 = 𝑑𝑗 ∙ √𝜌𝑗
𝜌𝑎
19.4.3.2 Vlamlengte
De lengte van de vlam LB bij een windsnelheid uw kan worden berekend via
𝐿𝐵 = 𝐿0 ∙ (0,51 ∙ 𝑒−0,4∙𝑢𝑤 + 0,49) ∙ [1 − 0,00607 ∙ (휃 − 90)]
Voor verticale fakkelbranden is 휃 = 90°.
De vlamlengte bij windstil weer L0 is iteratief te bepalen uit
[2,85 ∙ 𝐷𝑠𝐿0 ∙ 𝑊
]
23= 0,2 + 0,024 ∙ [
𝑔
𝐷𝑠2 ∙ 𝑢𝑗
2]
13
∙ 𝐿0
19.4.3.3 Hoek tussen de as van de vlam en de as van de uitstromingsopening
Onder invloed van de wind zal de fakkel afbuigen. De hoek tussen de as van de vlam en de as van de
uitstromingsopening α wordt berekend in functie van de snelheidsverhouding R, zijnde de verhouding van
de windsnelheid uw ten opzichte van de fakkelsnelheid uj.
Voor R ≤ 0,05 geldt:
𝛼 =8000 ∙ 𝑅
(𝑔
𝐷𝑠2 ∙ 𝑢𝑗
2)
13
∙ 𝐿0
+ [1 − 𝑒−25,6∙𝑅] ∙ (휃 − 90)
Voor R > 0,05 geldt:
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-10
𝛼 =134 + 1726 ∙ √𝑅 − 0,026
(𝑔
𝐷𝑠2 ∙ 𝑢𝑗
2)
13
∙ 𝐿0
+ [1 − 𝑒−25,6∙𝑅] ∙ (휃 − 90)
19.4.3.4 Lift-off
De lift-off van de kegel B wordt berekend als functie van α en R in het bereik van 0° < α < 180°.
𝐵 = 𝐿𝐵 ∙𝑠𝑖𝑛((0,185 ∙ 𝑒−20∙𝑅 + 0,015) ∙ 𝛼)
𝑠𝑖𝑛 𝛼
Bij ondergrondse leidingen dient rekening gehouden te worden met kratervorming, hetgeen leidt tot een
kleinere lift-off. De gebruikte methode wordt beschreven in het veiligheidsdocument.
19.4.3.5 Lengte van de afgeknotte kegel
De lengte van de afgeknotte kegel RL volgt uit
𝑅𝐿 = √𝐿𝐵2 − 𝐵2 ∙ 𝑠𝑖𝑛2 𝛼 − 𝐵 ∙ 𝑐𝑜𝑠 𝛼
19.4.3.6 Basis van de afgeknotte kegel en de breedte van de top van de kegel
De breedte van de basis van de afgeknotte kegel W1 en de breedte van de top van de kegel W2 worden als
volgt bepaald.
𝑊1 = 𝐷𝑠 ∙ (13,5 ∙ 𝑒−6∙𝑅 + 1,5) ∙ (1 − (1 −
1
15∙ √𝜌𝑎𝜌𝑗) ∙ 𝑒−70∙𝜉(𝐷𝑠)∙𝑅∙𝐶 )
𝑊2 = 𝐿𝐵 ∙ (0,18 ∙ 𝑒−1,5∙𝑅 + 0,31) ∙ (1 − 0,47 ∙ 𝑒−25∙𝑅)
met
𝐶 = 1000 ∙ 𝑒−100∙𝑅 + 0,8
19.4.3.7 Stralingswarmteflux
De stralingswarmteflux E van de vlam wordt berekend als een fractie van de totale verbrandingsenergie
𝐸 = 𝐹𝑠 ∙�� ∙ ∆𝐻𝑐𝐴
met de vlamoppervlakte A, zijnde de oppervlakte van de afgeknotte kegel,
𝐴 =𝜋
4∙ (𝑊1
2 +𝑊22) +
𝜋
2∙ (𝑊1 +𝑊2) ∙ √𝑅𝐿
2 + (𝑊2 −𝑊1
2)2
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-11
De correlatie tussen de fractie stralingswarmte en de gassnelheid wordt weergegeven door volgende
vergelijking.
𝐹𝑠 = [0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11]
De stralingswarmteflux wordt beperkt tot 400 kW/m².
De stralingswarmteflux wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.4)
om de warmtestralingseffecten van een fakkelbrand te berekenen.
19.4.3.8 Viewfactor
De viewfactor F wordt weergegeven door
𝐹 = ∫𝑐𝑜𝑠 휃1 ∙ 𝑐𝑜𝑠 휃2 ∙ 𝑑𝐴
𝜋 ∙ 𝑟2
De viewfactor wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.4) om de
warmtestralingseffecten van een fakkelbrand te berekenen.
19.4.4 Model van Cook
Fakkelbranden bij tot vloeistof verdichte gassen worden berekend met het model van (Cook, Bahrami, &
Whitehouse, 1990), hetgeen een aanpassing is van het Chamberlain model om de gevolgen van de drijfkracht
ten gevolge van tweefasige uitstroom in rekening te brengen. In hetgeen volgt worden enkel de wijzigingen
t.o.v. het Chamberlain model gespecifieerd.
19.4.4.1 Effectieve brondiameter
Voor fakkels die het gevolg zijn van tweefasige of vloeistofuitstromingen wordt de effectieve brondiameter
Ds berekend via
𝐷𝑠 =𝑑𝑗 ∙ √𝜌𝑗 ∙ 𝜌𝑔
𝜌𝑎
19.4.4.2 Lift-off
De lift-off B wordt gegeven door
𝐵 = 0,015 ∙ 𝐿𝐵
19.4.4.3 Basis van de afgeknotte kegel
De breedte van de basis van de afgeknotte kegel W1 is vereenvoudigd tot
𝑊1 = 𝐷𝑠 ∙ (13,5 ∙ 𝑒−6∙𝑅 + 1,5) ∙ (1 − (1 −
1
15∙ √𝜌𝑎𝜌𝑗) ∙ 𝑒−7,5∙𝑅)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-12
19.4.4.4 Uitgestraalde warmtefractie
De warmtefractie uitgestraald vanuit het vlamoppervlak Fs wordt berekend in functie van het moleculair
gewicht
𝐹𝑠 = 𝑓(𝑀𝑊) =
{
0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11, 𝑀𝑊 < 21
(0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11) ∙ √𝑀𝑊21
, 21 ≤ 𝑀𝑊 ≤ 60
1,69 ∙ (0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11), 60 < 𝑀𝑊
19.4.5 Aangrijpingspunt
De effecten van warmtestraling worden uitgezet vanaf het vlamoppervlak. Tussen het vrijzettingspunt en
het vlamoppervlak wordt gerekend met 100% letaliteit ten gevolge van verbranding (zie §1.6). De maximale
effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie §16.5), zoals aangegeven in §19.2.6.
19.5 VUURBAL
Het effect van een vuurbal wordt bepaald door uit te gaan van een oppervlaktestraler in de vorm van een
sfeer. De stralingswarmteflux wordt berekend op basis van de massa in de houder en de faaldruk van de
houder. Op basis van de afmetingen van de vlam wordt de viewfactor bepaald. Hiermee wordt dan de
stralingsintensiteit (zie §19.2.4) op een bepaald punt bepaald.
Eerst worden de karakteristieken van de vuurbal bepaald. Met het dynamisch model van (Martinsen & Marx,
1999) worden de massa in de vuurbal, de duurtijd, de diameter, de hoogte, de stralingswarmteflux en de
viewfactor berekend in functie van de tijd.
19.5.1 Faalcondities
Dezelfde faalcondities als voor het berekenen van een BLEVE (zie §18.3) of een fysische explosie (§18.4)
worden toegepast, afhankelijk van het feit of het een tot vloeistof verdicht gas respectievelijk samengeperst
gas betreft.
19.5.2 Massa
De massa m van de vuurbal wordt gelijkgesteld aan de vrijgestelde hoeveelheid, indien de adiabatische flash
meer dan 33% bedraagt. Anders wordt de massa gelijkgesteld aan 3x de adiabatische flashfractie, berekend
bij de faaldruk P van de houder.
19.5.3 Duurtijd
De duurtijd van de vuurbal is
𝑡𝑑 = 0,9 ∙ 𝑚0,25
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-13
19.5.4 Diameter
De diameter van de vuurbal gedurende de groeitijd (eerste derde deel van de duurtijd) is
𝐷(𝑡) = 8,664 ∙ 𝑚14 ∙ 𝑡
13
waarna hij zijn maximale diameter bereikt. Hierna blijft de diameter constant totdat de vuurbal volledig
oplost op het einde van de duurtijd. De maximale diameter bedraagt
𝐷 = 5,8 ∙ 𝑚13
19.5.5 Hoogte
De hoogte H van de vuurbal, zijnde de afstand tussen het centrum van de vuurbal en de grond, is gedurende
de groeitijd gelijk aan de straal van de vuurbal. Daarna stijgt de vuurbal op met een constante snelheid tot
maximum 3 keer de maximale straal.
19.5.6 Stralingswarmteflux
De stralingswarmteflux van de vuurbal gedurende de groeitijd is
𝐸 = 0,003275 ∙ 𝑃0,32 ∙ ∆𝐻𝑐 ∙ 𝑚112
met een maximum van 400 kW/m². Daarna daalt de stralingswarmteflux lineair tot nul bij het einde van de
duurtijd.
De stralingswarmteflux wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.4)
om de warmtestralingseffecten van een vuurbal te berekenen.
19.5.7 Viewfactor
De viewfactor volgt uit
𝐹(𝑡) =(𝐷(𝑡)2 )2
𝑟2
De viewfactor wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §18.2.2) om de
warmtestralingseffecten van een vuurbal te berekenen.
19.5.8 Aangrijpingspunt
De effecten van warmtestraling worden uitgezet vanaf het centrum van de vuurbal. Voor het berekenen van
het risico ten gevolge van een vuurbal wordt binnen het vlamgebied van de vuurbal (zie §1.6) 100% letaliteit
verondersteld en wordt de letaliteit t.g.v. warmtestraling slechts meegenomen vanaf het vlamoppervlak. De
maximale effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie §16.5), zoals aangegeven in §19.2.6.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-14
19.6 WOLKBRAND
Het effect van een wolkbrand wordt bepaald door de omvang en de vorm van de brandbare wolk, de
hoeveelheid brandbare massa in de wolk en het tijdstip van ontsteking van de wolk. Voor het bepalen van
de letaliteit ten gevolge van wolkbrand telt enkel de aanwezigheid binnen de brandbare wolk, omdat enkel
direct vlamcontact en geen warmtestralingseffecten worden beschouwd. Binnen de brandbare wolk wordt
100% letaliteit verondersteld.
19.6.1 Effectgebied
Het effectgebied voor wolkbrand, zijnde het gebied binnen de brandbare wolk met 100% letaliteit, wordt
bepaald door de projectie van de brandbare wolk op de grond. Een uitzondering voor wolken waarvan het
brandbaar gebied zich beduidend hoger situeert dan het maaiveld is mogelijk. Dit dient grondig gemotiveerd
en beschreven te worden in het veiligheidsdocument.
19.6.2 Omvang van de wolk
De omvang en de vorm van de brandbare wolk wordt bepaald door het dispersiemodel.
19.6.3 Brandbare wolk
De brandbare wolk is het deel van de wolk dat binnen de LFL-contour gelegen is.
Het scenario wolkbrand kan niet uitgesloten worden als er minder dan 100 kg brandbare massa in de wolk
aanwezig is.
19.6.4 Tijdstip van ontsteking
De ontsteking van de wolk vindt plaats op het moment dat het projectieoppervlak van de brandbare wolk op
de grond maximaal is. Dit wordt verondersteld conservatief te zijn voor het bepalen van de maximale
effectafstand.
Een andere mogelijkheid is om te werken met ontsteking op verschillende tijdstippen. Dit wordt op dezelfde
manier toegepast als bij gaswolkexplosie (zie §18.5.2).
19.6.5 Maximale effectafstand
Voor een wolkbrand wordt 100% letaliteit binnen de brandbare wolk verondersteld. Voor de maximale
effectafstand wordt de afstand vanaf het vrijzettingspunt tot het verste punt van de projectie van de wolk
op de grond genomen. Een uitzondering voor wolken waarvan het brandbaar gebied zich beduidend hoger
situeert dan het maaiveld is mogelijk (zie hoger).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-15
19.7 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/12 omtrent plasbrand op water
Tekstuele verduidelijkingen
Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-16
19.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde
TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014;
Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-
deskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE,
2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de
programma’s Phast en Phast Risk en van de programma’s Effects en Riskcurves.
Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met
− de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen;
− de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen;
− de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma’s, opdat de berekeningen ook
effectief uitgevoerd kunnen worden.
Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de
wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de
verschillende softwareprogramma’s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis
gezocht worden.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
19.2 Algemene aspecten voor warmtestralingsfenomenen
19.2.1 Receptorhoogte
De receptorhoogte is overeengekomen tussen de erkende deskundigen (LNE, 2016a). De receptorhoogte moet op 0
m liggen anders klopt bv. viewfactor voor vuurballen niet en kan geen gebruik gemaakt worden van gesloten
formules voor de berekening van viewfactoren. In de praktijk zou dit wel geen merkbaar verschil maken met
de aanname dat receptorhoogte op 1,5 m ligt.
19.2.2 Probitfunctie voor warmtestraling
De schade aan mensen door warmtestraling is relatief goed gekend. De in veiligheidsrapportage te gebruiken
probitfunctie is afgeleid voor koolwaterstofbranden, op basis van de ervaring opgedaan met reële branden,
en op basis van laboratoriumexperimenten. De probitrelatie werd afgeleid voor directe blootstelling aan de
huid. Er werd geen rekening gehouden met de beschermende invloed van kleding of met andere afscherming
(LNE, 2011).
19.2.5 Atmosferische transmissiviteit
De atmosferische transmissiviteit, steeds een waarde tussen 0 en 1, wordt berekend met de formule van
Wayne, die bij de opmaak van het handboek reeds door de meeste deskundigen gebruikt werd. Deze
uitdrukking gaat uit van een vlam die benaderd wordt door een zwarte straler met een
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-17
oppervlaktetemperatuur van 1500 K. De uitdrukking van Wayne geeft een conservatieve waarde van de
atmosferische transmissiviteit voor branden waarbij de vlamtemperatuur lager wordt ingeschat dan 1500 K,
hetgeen voor een zwarte straler overeenkomt met een uitgezonden stralingsflux van 287 kW/m².
19.3 Plasbrand
Voor het berekenen van de effecten van plasbrand wordt uitgegaan van een 1-zone model waarbij de vlam
benaderd wordt door een scheve elliptische cilinder.
Immers, in het geval dat een brandbare vloeistof vrij kan uitstromen, wordt over het algemeen aangenomen
dat zich een cirkelvormige plas vormt. De basisvorm voor de vlam is dan ook een verticale cilinder. De
diameter van het grondvlak wordt in de eerste plaats bepaald door de omvang van de vrijzetting en de aard
van de ondergrond. Om rekening te houden met het afbuigen van de vlam (hellingshoek) en het uitrekken
van de vlam (vlamrek) onder invloed van de wind, wordt de vlamgeometrie in de meeste modellen evenwel
benaderd door een scheve elliptische cilinder (DNV & Protec Engineering, 2015).
Voor de modellering is op het overlegmoment (LNE, 2016b) overeengekomen om het eenvoudige en door
iedereen toepasbare 1-zone model te gebruiken en niet het 2-zone model van (Rew & Hulbert, 1996), dat in
vele gevallen conservatief is, omdat steeds een heldere onderste zone wordt gebruikt. De herkomst van de
data gebruikt bij het 2-zone model werden ook in twijfel getrokken.
19.3.2 Vlamdiameter
Op het overlegmoment (LNE, 2016a) is overeengekomen om bij plasbrand bij directe ontsteking uit te gaan
van de plas na volledige uitstroming. De diameter wordt dus bepaald na (max.) 30 min uitstroming. De reden
die hiervoor wordt aangehaald is dat plasbrand bij vertraagde ontsteking al is komen te vervallen en dat we
dus bij directe ontsteking niet ook nog eens het onderste uit de kan moeten halen, t.t.z. met onmiddelllijke
ontsteking moeten rekening houden.
19.3.3 Verbrandingsdebiet
Op het overlegmoment van juni 2016 (LNE, 2016a) werden afspraken gemaakt voor de berekening van het
verbrandingsdebiet.
Specifiek verbrandingsdebiet
Normaal wordt het specifiek verbrandingsdebiet berekend met de correlatie van (Babrauskas, 1983)
��𝑏 = ��𝑏,𝑚𝑎𝑥 ∙ (1 − 𝑒𝑥𝑝(−𝑘𝑏 ∙ 𝐷))
met kb [1/m] de extinctiecoëfficiënt m.b.t. verbrandingsdebiet
Er is beslist om het specifiek verbrandingsdebiet gelijk te stellen aan het maximaal verbrandingsdebiet en
dus om geen gebruik te maken van de correlatie van (Babrauskas, 1983) met extinctiecoëfficiënt. Sertius:
“Uit de correlatie van Babrauskas volgt dat het specifiek verbrandingsdebiet waarden van 90% en meer van
het maximale verbrandingsdebiet bereikt wanneer de plasdiameter D > 2,3/kb. Voor de meeste producten is
kb > 1 wat betekent dat aan deze voorwaarde reeds voldaan is vanaf plasdiameters vanaf 2,3 m en minder.
In de praktijk zal hieraan altijd voldaan zijn. Voor een aantal gassen (ethaan, methaan) is de kb-waarde relatief
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-18
laag (0,136) en wordt aan de voorwaarde slechts voldaan bij plasdiameters > 17 m. In de praktijk zal men ook
zelden situaties terugvinden waarin belangrijke hoeveelheden tot vloeistof gekoeld methaan of ethaan
aanwezig zijn die bij vrijzetting geen aanleiding kunnen geven tot grotere plassen. Gelet ook op de grote
spreiding van de ṁb,max-waarden van stoffen, lijkt het ons onnodig om met de extinctiecoefficient rekening
te houden. Er kan steeds gerekend worden met ṁb,max.” De andere deskundigen konden zich hierin vinden.
Maximaal verbrandingsdebiet
Voor zuivere C1 tot en met C4-koolwaterstoffen (CxHy) en voor waterstof wordt het maximale
verbrandingsdebiet voor een plasbrand op land bepaald met de formule bepaald door Sertius aan de hand
van de experimentele waarden uit (Rew & Hulbert, 1996) van vloeibare waterstof, LNG, LEG, ethaan, LPG en
butaan. Met deze formule werd een goede corrrelatie gevonden (Figuur 19-3).
Figuur 19-3: Trendlijn voor C1 t.e.m. C4 koolwaterstoffen en voor waterstof
Dit is enkel geldig voor de alkanen (methaan, ethaan, propaan, butaan) en alkenen (vb. ethyleen) en niet
voor de alcoholen. Voor bv. methanol (Tk = 338 K) en ethanol (Tk = 272 K) werd in (Rew & Hulbert, 1996) een
maximaal verbrandingsdebiet van 0,020 bekomen. Dit ligt volledig buiten de opgegeven trendlijn.
Sertius: “Onderstaande figuren 2-15.20 en 2-15.21 overgenomen uit het SFPE handboek, geven aan dat er,
zelfs voor zuivere stoffen, belangrijke verschillen opgetekend kunnen opgetekend worden voor ṁb,max. In de
praktijk geldt dit ook voor de andere parameters. Bij voorkeur wordt daarom met zo weinig mogelijk
specifieke waarden gerekend. In figuur 2-15.20 wordt de correlatie van Burgess getoond. Men ziet vooral
sterke afwijkingen voor LPG en LNG, t.t.z. voor producten waarvan de plassen beduidend kouder zijn dan de
bodemtemperatuur.”
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-19
Figuur 19-4: Figuren overgenomen uit het SFPE handboek
In overleg met de deskundigen werd besloten om geen lijst met experimentele waarden te gebruiken voor
de bepaling van het maximaal verbrandingsdebiet. De deskundigen konden zich ook vinden in de
voorgestelde formule van Sertius. Deze wordt dus gebruikt i.p.v. de experimentele waarden en i.p.v. de
formule van (Burgess & Hertzberg, 1974) die normaal voor kokende vloeistoffen wordt gebruikt.
Voor andere stoffen wordt de formule van (Burgess & al, 1961) wel behouden. Hierbij wordt wel opgemerkt
dat de dichtheid van de vloeistof ρl bij de temperatuur van de plas en de verdampingswarmte ∆H𝑣 bij het
kookpunt moeten worden bepaald (LNE, 2016b).
Dit heeft ook tot gevolg dat de experimentele waarden die her en der in de literatuur gerapporteerd worden
niet mogen gebruikt worden voor de berekeningen.
Voor een plasbrand op water worden deze formules voor stoffen met een normaal kookpunt lager dan de
omgevingstemperatuur bijkomend vermenigvuldigd met de factor 2,5. Dit is zo voorgeschreven in (DNV
Software, 2005).
19.3.4 Vlamlengte
De laatste factor in de correlatie van Thomas wordt de geschaalde of dimensieloze windsnelheid genoemd.
Deze parameter wordt in de literatuur meestal aangeduid met het symbool u*.
19.3.5 Hellingshoek van de vlam
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-20
De correlatie van (Rew & Hulbert, 1996) is gebaseerd op grootschalige experimenten met diverse
koolwaterstoffen (DNV & Protec Engineering, 2015) en heeft daarom de voorkeur gekregen op andere in
omloop zijnde correlaties ten tijde van de opmaak van het handboek.
19.3.6 Vlamrek
Er wordt aangenomen dat het al dan niet meenemen van vlamrek niet veel verschil zal geven in de resultaten.
Het is ook alleen van toepassing als er geen inkuiping is. Daarom is besloten om hier geen rekening mee te
houden.
19.3.7 Viewfactor
De viewfactor F geeft aan hoe het ontvangende oppervlak gepositioneerd is ten opzichte van het
vlamoppervlak en wordt dan ook louter bepaald door de geometrie. Meer specifiek bepaalt de viewfactor
welke fractie van de uitgezonden straling rechtstreeks invalt op het ontvangende oppervlak. Straling die via
reflectie het ontvangende oppervlak bereikt, wordt hierin niet meegenomen
Algemeen wordt de viewfactor berekend met behulp van de formule, waarbij voor een willekeurige
geometrie de viewfactor voor straling van oppervlak A1 naar oppervlak A2 berekend kan worden op basis van
𝐹 =1
𝐴1∙ ∬
cos 휃1 ∙ cos 휃2𝜋 ∙ 𝑟2
∙ 𝑑𝐴1 ∙ 𝑑𝐴2
waarin en (rad) de hoeken zijn tussen de normale aan respectievelijk oppervlak A1 en A2 en het lijnstuk
dat beide oppervlakken verbindt en r (m) de lengte van dit lijnstuk (zie figuur). In overeenstemming met de
definitie van de viewfactor dient de integratie uitgevoerd te worden over oppervlakken dA1 en dA2 die elkaar
zien.
Figuur 19-5: Geometrie voor bepaling viewfactor (Çengel, 2006)
In de QRA is oppervlak A2 een punt, zodat deze formule vereenvoudigd wordt.
Het is in de viewfactor dat de geometrische karakteristieken van de vlam (, L, D) verrekend worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-21
19.3.8 Stralingswarmteflux van de vlam
Tijdens de verschillende overlegmomenten was er discussie over de manier waarop moet bepaald worden
of een vlam helder brandt of met roet. Uiteindelijk zijn de erkende VR-deskundigen overeengekomen om
er conservatief vanuit te gaan dat C4’s of lager helder branden en C5’s en hoger roetend. Dit is ook in
overeenstemming met de aanbeveling in Phast.
Maximale stralingswarmteflux
Een waarde van 140 kW/m² voor de maximale stralingswarmteflux is algemeen in gebruik. Op basis van de
waarden uit de tabel van (Rew & Hulbert, 1996) waar voor een aantal gassen 265 kW/m² is vermeld, werd
voor gassen deze laatste waarde overgenomen. Voor methanol werd ook o.b.v. de tabel een uitzondering
gemaakt. De deskundigen hebben dit voorstel aanvaard.
19.4 Fakkelbrand
19.4.1 Richting van de fakkelbrand
Bij de keuze voor de verticale fakkelbrand is verondersteld dat de fakkel afbuigt na de (horizontale)
uitstroming onder invloed van de wind. Bijkomende reden om voor een verticale fakkelbrand te kiezen is dat
onrealistische effectafstanden bekomen worden bij horizontale fakkels. Over het verschil in risico tussen
verticale en horizontale fakkels valt daarentegen weinig te voorspellen.
19.4.2 Massadebiet
Doordat het massadebiet voor de fakkel gelijkgesteld is aan het volledige uitstromingsdebiet, wordt er voor
een continue uitstroming waarbij fakkelbrand optreedt geen plasbrand doorgerekend.
19.4.3 Model van Chamberlain
19.4.3.2 Vlamlengte
De waarde 2,85 in de formule is een berekende waarde o.b.v. een formule en is eigenlijk geldig voor
parafines.
19.4.3.4 Lift-off
Lift-off bij een fakkelbrand ontstaat wanneer de uitstroomsnelheid groter is dan een kritische waarde, zijnde
de verbrandingssnelheid van het uitstromende gas. In dat geval kan de vlam zich niet langer stabiliseren ter
hoogte van de uitstroomopening (aangehechte vlam), maar zal de vlam zich stabiliseren op een zekere
afstand van het uitstroomvlak (i.e. lift-off afstand). (Protec Engineering, 2017)
19.4.3.6 Basis van de afgeknotte kegel en de breedte van de top van de kegel
Er zijn verschillende formules voor W1 in omloop. De originele referentie (Chamberlain, 1987) en het Gele
Boek (Engelhard, 2005) (formule 6.54) vermelden de parameters R en C als macht van het Richardsongetal
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-22
(Ds), terwijl in Phast (DNV Software, 2005) en (Lees, 1996) (formule 16.18.29) R en C factoren zijn waarmee
het Richardsongetal (Ds) vermenigvuldigd wordt.
Gekozen is voor het behandelen als R en C als factor omwille van (Bekaert, 2015) i.h.k.v. de revisie van de
TWOL Modellen (DNV & Protec Engineering, 2015). Hierbij is gekeken naar de experimentele data van Trial
3 uit de originele referentie gebruikt voor bepaling van de correlatie. Vier van deze experimentele data sets
zijn vervat in het achtergronddocument over de fakkelbrandmodellen in Phast (DNV Software, 2005). In
Figuur 19-6 is Figure 5 uit (Chamberlain, 1987) weergegeven. Deze plot de curve van de correlatie, met name
de relatie tussen W1/Ds en de ratio windsnelheid/jet snelheid volgens de experimenten.
Figuur 19-6: Figure 5 uit (Chamberlain, 1987)
Gebruik makende van de Phast -correlatie worden voor de 4 datasets de waarden berekend die weergegeven
worden in Figuur 19-7. Deze zijn in goede overeenstemming met Figure 5 uit (Chamberlain, 1987).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-23
Figuur 19-7: Berekende waarden m.b.v. de Phast-correlatie voor 4 datasets
Als de origele correlatie, met C en R als exponent van het Richardsongetal ξ(Ds), dan zijn de voorspelde
waarden sterk verschillend van Figure 5 uit de originele paper (zie Figuur 19-8). Er wordt bijgevolg besloten
dat de Phast-correlatie de juiste is.
Figuur 19-8: Berekende waarden m.b.v. de originele correlatie voor 4 datasets
19.5 Vuurbal
Het dynamisch model (Martinsen & Marx, 1999) is gekozen, omdat dit het meest realistisch is.
19.5.6 Stralingswarmteflux
Op het overlegmoment van 2/06/2016 (LNE, 2016a) werd op aangeven van Sertius besloten dat de
stralingsflux van de vuurbal moet als volgt moet zijn (ca. 10% lager dan in originele tekst)
𝐸 = 0,003275 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚1/12
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-24
De stralingsflux wordt immers berekend als
𝐸 =𝑓 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚
𝐴𝑎𝑣𝑔 ∙ 𝑡𝑑
met Aavg de gemiddelde oppervlakte van de vuurbal tijdens zijn bestaan td.
Tijdens de groeifase (t ≤ td/3) wordt de diameter van de vuurbal gegeven door
𝐷(𝑡) = 8,664 ∙ 𝑚14 ∙ 𝑡
13
De maximale vuurbaldiameter wordt bereikt wanneer t = td/3. Zodoende geldt tijdens de groeifase
𝐷(𝑡) = (𝑡
𝑡𝑑3⁄)
13⁄
∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥
Na de groeifase geldt D(t) = Dmax.
De gemiddelde oppervlakte van de vuurbal wordt gegeven door
𝐴𝑎𝑣𝑔 =∫ 𝜋 ∙ 𝐷(휁)2 ∙ 𝑑휁𝑡𝑑
3⁄
0+ ∫ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥
2 ∙ 𝑑휁𝑡𝑑𝑡𝑑
3⁄
𝑡𝑑=𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥
2
𝑡𝑑∙ [∫ (
휁𝑡𝑑3⁄)
23⁄
∙ 𝑑휁
𝑡𝑑3⁄
0
+ ∫ 𝑑휁
𝑡𝑑
𝑡𝑑3⁄
]
𝐴𝑎𝑣𝑔 =𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥
2
𝑡𝑑∙ [3
5∙ (
1𝑡𝑑3⁄)
23⁄
∙ (𝑡𝑑3)
53⁄
+ (𝑡𝑑 −𝑡𝑑3)] = 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥
2 ∙ [1
5+2
3] =
13
15∙ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥
2
𝐴𝑎𝑣𝑔 ≈ 0,8667 ∙ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥2
De stralingsflux wordt dan
𝐸 =𝑓 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚
𝐴𝑎𝑣𝑔 ∙ 𝑡𝑑=0,27 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚
0,8667 ∙ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥2 ∙ 𝑡𝑑
=0,27 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚
1315∙ 𝜋 ∙ (8,664 ∙ 𝑚
14 ∙ (
𝑡𝑑3 )
13)
2
∙ 𝑡𝑑
Met 𝑡𝑑 = 0,9 ∙ 𝑚0,25 wordt dit
𝐸 =0,27 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚
1315∙ 𝜋 ∙ (8,664 ∙ 𝑚
14 ∙ (
0,93 )
13∙ 𝑚
112)
2
∙ 0,9 ∙ 𝑚14
≈0,27
82,43∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚
112
𝐸 ≈ 0,003275 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚1/12
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-25
19.5.8 Aangrijpingspunt
De afstand r wordt bij plasbrand en fakkelbrand gemeten vanaf het vlamoppervlak en bij vuurbal vanaf het
centrum van de vuurbal. Vandaar dat de effecten ook vanaf die verschillende locaties uitgezet worden.
19.6 Wolkbrand
Voor personen die in contact komen met de vlam wordt aangenomen dat de kans op doding 100% bedraagt.
Dit is uiteraard een conservatieve aanname. De redenering achter deze aanname is dat de kleding van
personen die zich in de vlam bevinden, vuur kan vatten, wat leidt tot ernstige brandwonden mogelijk over
grote delen van het lichaam (DNV & Protec Engineering, 2015).
19.6.4 Tijdstip van ontsteking
Er werd besloten om voor gaswolkexplosie en wolkbrand een andere tijdstip van ontsteking te hanteren,
zodat er conservatief gewerkt wordt. Voor gaswolkexplosie is het logisch om met de grootste explosieve
massa te werken, aangezien dit de grootste explosie-overdruk en dus effectafstand oplevert. Voor
wolkbrand wordt de effectafstand echter bepaald op basis van de omvang van de brandbare wolk op het
tijdstip van ontsteking. Deze kan echter relatief klein zijn op het moment van grootste explosieve massa, dat
relatief snel kan bereikt worden bij catastrofale breuk van een groot drukvat. Het tijdstip waarop de
oppervlakte van de brandbare wolk maximaal is, wordt later bereikt als de wolk verder is afgedreven
(Vandebroek, 2016). Op basis van deze bevinding is beslist om de wolkbrand te laten ontsteken op het
moment dat de brandbare wolk de maximale oppervlakte heeft bereikt (i.p.v. wanneer de explosieve massa
maximaal is, zoals wel wordt gehanteerd bij gaswolkexplosie). Dit zou dan conservatief moeten zijn voor het
bepalen van de maximale effectafstand. De QRA hoeft echter niet noodzakelijk conservatief te zijn. Gebruik
van ontsteking op meerdere is een meer realistisch alternatief voor de conservatieve berekening.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-1
MODULE 20. INTOXICATIE
Deze module beschouwt de effecten ten gevolge van de inhalatie van een toxische stof. De graad van letsel
van intoxicatie door inademing wordt bepaald door het verloop in de tijd van de concentratie van de toxische
stof in de omgevingslucht.
Uit het dispersiemodel volgt de buitenconcentratie van de toxische stof op elke plaats en in functie van de
tijd. Voor het berekenen van de concentratie binnenshuis wordt het ventilatievoud van de gebouwen in de
omgeving in rekening gebracht. De concentratie op een bepaalde plaats wordt vervolgens samen met de
blootstellingstijd in de probitfunctie gestoken om het letaliteitspercentage op die plaats te berekenen.
20.1 SYMBOLEN
a [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof
b [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof
C [mg/m³] Concentratie toxische stof in de omgevingslucht
C0 [mg/m³] Concentratie buitenshuis
Ci [mg/m³] Concentratie binnenshuis
F [1/u] Ventilatievoud van de gebouwen in de omgeving
Ff [1/s] Ventilatiefrequentie van de gebouwen in de omgeving
LCx,y [mg/m³] Concentratie voor een letaliteit van x% bij een blootstellingstijd van y min
MW [g/mol] Molaire massa
n [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof
Pr [-] Probitwaarde horende bij de sterftekans
t [min] Blootstellingstijd
uw [m/s] Snelheid van de wind (op 10 m hoogte)
20.2 RECEPTORHOOGTE
De receptorhoogte voor toxiciteit wordt vastgelegd op 1,5 m.
20.3 PROBITFUNCTIES VOOR TOXICITEIT
De algemene probitfunctie voor intoxicatie is
𝑃𝑟 = 𝑎 + 𝑏. ln (𝐶𝑛. 𝑡)
met a, b en n parameters afhankelijk van de toxische stof.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-2
De concentratie waarbij 1% van de blootgestelden overlijdt (Pr = 2,67) door inhalatie van een toxische stof is
afhankelijk van de toxische stof en wordt genoteerd als LC01.
20.3.1 Probitfunctie voor toxische stoffen
Tabel 20-1 lijst de probitconstanten a, b en n op van een aantal gevaarlijke stoffen die toxisch zijn voor
inhalatie. De in de tabel genoteerde waarden gelden voor een concentratie uitgedrukt in mg/m³ en een
blootstellingstijd uitgedrukt in minuten.
Tabel 20-1: Probitfuncties van toxische stoffen (uitgedrukt in mg/m³ voor de concentratie en in minuten voor de blootstellingstijd)
Toxische stof CAS-nr a b n
Acetylfuraan 1192-62-7 -12,70 1,00 2,00
Acroleïne 107-02-8 -11,70 2,00 1,00
Acrylnitril 107-13-1 -7,27 0,86 1,30
Allylalcohol 107-18-6 -15,10 2,00 1,00
Allylchloride 107-05-1 -20,20 1,82 1,10
Ammoniak 7664-41-7 -34,70 1,85 2,00
Aniline 62-53-3 -16,90 2,00 1,00
Arsine 7784-42-1 -11,20 1,61 1,24
Benzalchloride 98-87-3 -9,05 1,00 2,00
Benzotrichloride 98-07-7 -6,84 1,00 2,00
Benzylchloride 100-44-7 -12,80 1,00 2,00
Boortrichloride 10294-34-5 -16,03 1,70 1,18
Boortrifluoride 7637-07-2 -11,91 1,00 2,00
Broom 7726-95-6 -12,36 1,00 2,00
Chloor 7782-50-5 -10,31 0,92 2,00
Chloorcyaan 506-77-4 -13,61 2,00 1,00
Chloortrifluoride 7790-91-2 -14,26 1,92 1,04
O-cresol 95-48-7 -15,50 1,00 2,00
Crotonaldehyde 4170-30-3 -12,83 1,72 1,16
Diboraan 19287-45-7 -4,44 0,70 2,87
1,2-Dichloorethaan 107-06-2 -20,24 1,85 1,08
Dichloorsilaan 4109-96-0 -16,68 1,70 1,18
Dimethylsulfaat 77-78-1 -8,20 1,00 2,00
Epichloorhydrine 106-89-8 -20,28 2,38 0,84
Ethyleendibromide 106-93-4 -16,30 1,73 1,16
Ethyleenimine 151-56-4 -12,33 1,98 1,01
Ethyleenoxide 75-21-8 -18,60 2,00 1,00
Fenol 108-95-2 -15,20 1,00 2,00
Fluor 7782-41-4 -9,15 1,00 2,00
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-3
Toxische stof CAS-nr a b n
Formaldehyde 50-00-0 -12,53 1,30 2,00
Fosfine 7803-51-2 -9,06 1,63 1,23
Fosforoxychloride 10025-87-3 -9,00 1,00 2,00
Fosfortrichloride 7719-12-2 -10,54 1,00 2,00
Fosgeen 75-44-5 -29,60 4,55 1,00
Furfural 98-01-1 -16,92 1,00 2,00
Furfurylalcohol 98-00-0 -11,58 0,91 2,21
Germaanhydride 7782-65-2 -8,42 1,00 2,00
Glutaraldehyde 111-30-8 -7,78 1,00 2,00
Hexamethyleen diisocyanaat 822-06-0 -7,35 1,00 2,00
Hydrazine 302-01-2 -19,02 2,48 0,81
Isoforondiisocyanaat 4098-71-9 -5,65 1,00 2,00
Kaliumcyanide 151-50-8 -11,19 1,13 1,77
Koolstofmonoxide 630-08-0 -17,90 1,43 1,40
Koolstofdisulfide 75-15-0 -23,44 2,33 0,86
Methaansulfonylchloride 124-63-0 -18,24 3,03 0,66
Methacrylonitril 126-98-7 -9,98 1,00 2,00
Methylacrylaat 96-33-3 -15,20 1,00 2,00
Methylchlooracetaat 96-34-4 -16,19 1,82 1,10
Methylbromide 74-83-9 -64,42 5,27 1,00
Nitrobenzeen 98-95-3 -19,13 2,00 1,00
Propyleenimine 75-55-8 -17,02 2,38 0,84
Stikstofdioxide 10102-44-0 -15,65 1,40 2,00
Stifkstofmonoxide 10102-43-9 -8,68 1,00 2,00
Tetrachloormethaan 56-23-5 -17,90 0,71 2,84
Tetraethyllood 78-00-2 -9,81 1,00 2,00
Tetrafluorsilaan 7783-61-1 -12,82 1,00 2,00
Tolueen-(2,4 of 2,6)-diisocyanaat 91-08-7 -27,14 2,43 2,00
Toluidine o- 95-53-4 -14,21 1,00 2,00
Waterstofchloride 7647-01-0 -16,03 1,70 1,18
Waterstofcyanide 74-90-8 -9,43 1,13 1,77
Waterstoffluoride 7664-39-3 -8,40 1,00 1,50
Waterstofselenide 7783-07-5 -7,52 1,23 1,63
Waterstofsulfide 7783-06-4 -32,92 3,01 1,43
Zwaveldioxide 7446-09-5 -11,62 0,45 4,46
Zwaveltrioxide 7446-11-9 -13,62 1,74 1,15
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-4
20.3.2 Bepalen van de probitfunctie van andere toxische stoffen
Als in de berekeningen in een veiligheidsdocument een toxische stof wordt gebruikt die niet voorkomt in
Tabel 20-1, dan kan Figuur 20-1 gebruikt worden voor het afleiden van een toxiciteitsprobitfunctie voor deze
stof. Indien meerdere gegevens van één diersoort gebruikt worden, moeten deze eerst uitgemiddeld worden
voor deze diersoort, vooraleer het schema toe te passen.
Er kan ook gebruik gemaakt worden van de AEGL-waarden (Acute Exposure Guideline Levels) of
probitfuncties die in de literatuur werden gevonden.
De deskundige die de probitfunctie afleidt, brengt het Team EV daarvan op de hoogte. De deskundige bezorgt
het Team EV de basisgegevens die hij gebruikt heeft om de probitfunctie af te leiden, alsook de afgeleide
probitconstanten a, b en n.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-5
Figuur 20-1: Berekeningsmethodiek probitconstanten (*: per dier in te schatten) (d = aantal diersoorten)
20.3.3 Probitfunctie voor een mengsel van toxische stoffen
Voor toxische mengsels bestaande uit twee of meer (zeer) toxische componenten, wordt de probitfunctie
berekend met behulp van het tabblad “Mengprobit” dat is toegevoegd aan het rekenblad met betrekking tot
de berekening van de magazijnbranden. Dit rekenblad is beschikbaar op de website van het Team EV.
LC50(i)
i = 1 …5, afhankelijk van diersoort
Tijdsduur 30 min? n bekend? Stel n = 2 nee nee
LC50(𝑖, 30 min) = LC50(𝑖) ∙ (𝑡
30)1𝑛
ja
Diersoort?
f1 = 0,25 f2 = 0,5
rat muis
f3 = 0,2
cavia
f4 = 0,5
hamster
f5 = ? *
overig
LC50(𝑚𝑒𝑛𝑠) =1
𝑑∙∑𝑓𝑖 ∙ LC50(i, 30 min)
𝑖
a = 5 − lnሼ[𝐿𝐶50(𝑚𝑒𝑛𝑠)]𝑛 ∙ 30ሽ
b ∙ n = 2
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-6
De methodiek (VITO, 2009) gaat uit van de aanname dat de probitfunctie van de samenstellende
componenten voldoet aan de voorwaarde 𝑏 ∙ 𝑛 = 2. Dit is momenteel niet zo voor alle
toxiciteitsprobitfuncties (uit Tabel 20-1). Probitfuncties die niet aan deze voorwaarde voldoen worden
daarom door het rekenblad eerst herschaald (𝑏′ ∙ 𝑛′ = 2). In de probitfunctie van het mengsel wordt n ook
gelijkgesteld aan 2.
20.3.4 Omrekening tussen mg/m³ en ppm
Concentraties en dus ook probitfuncties kunnen uitgedrukt worden in ppm en in mg/m³. De omrekening van
mg/m³ naar ppm en omgekeerd gebeurt bij 13 °C en atmosferische druk.
𝐶𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑡𝑖𝑒 𝑖𝑛𝑚𝑔
𝑚3= 𝐶𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑡𝑖𝑒 𝑖𝑛 𝑝𝑝𝑚 ∙
𝑀𝑊23,5
Voor mengsels gebeurt de berekening o.b.v. de molfractie.
20.4 VENTILATIEVOUD EN -FREQUENTIE
Voor het ventilatievoud van de gebouwen in de omgeving wordt gebruik gemaakt van de formule (VROM,
2005c)
𝐹 = 0,1 + 0,14 ∙ 𝑢𝑤
Per weerklasse wordt de overeenkomstige windsnelheid uw gebruikt.
De ventilatiefrequentie Ff is F/3600.
20.5 CONCENTRATIE BUITEN- EN BINNENSHUIS
De concentratie buitenshuis (C0) wordt bepaald met het dispersiemodel (zie Module 17).
De concentratie binnenshuis (Ci) wordt berekend op basis van de concentratie buitenshuis met behulp van
het één-kamer model (VROM, 2005c), waarbij geen rekening gehouden wordt met adsorptie. De
concentratie binnenshuis wordt zodoende gegeven door volgende differentiaalvergelijking
dCi(t)
dt=Ff∙[C0(t)-Ci(t)]
20.6 BLOOTSTELLINGSDUUR
De blootstellingsduur voor toxische stoffen wordt beperkt tot 1800 s, zowel voor personen buitenshuis als
binnenshuis.
De berekening van de dosis (Cn.t) wordt op elke locatie in de omgeving van de vrijzetting gestart zodra op die
locatie de concentratie buitenshuis op de receptorhoogte de LC01,30-waarde overschrijdt.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-7
20.7 TAILTIME
De tailtime is het tijdsinterval tussen het ogenblik waarop de buitenconcentratie terug begint af te nemen
en het ogenblik waarop de mensen het gebouw zullen verlaten. Doordat de binnenconcentratie langzamer
daalt, worden de mensen minder blootgesteld aan de gevaarlijke stoffen wanneer ze snel naar buiten gaan
na het afnemen van de buitenconcentratie, m.a.w. bij een korte tailtime.
In de QRA wordt geen rekening gehouden met de tailtime, m.a.w. er wordt verondersteld dat de mensen
binnen blijven en de tailtime wordt gelijkgesteld aan oneindig.
20.8 MAXIMALE EFFECTAFSTAND
De maximale effectafstand wordt opgemeten vanaf het vrijzettingspunt tot op het verste punt waar nog een
letaliteit van 1 % bekomen wordt.
20.9 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
Juli ‘17 1.1 Aanpassing probit HCl en de hiervan afgeleide probitfuncties voor boortrichloride,
dichloorsilaan en fosfortrichloride
April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/14 omtrent de omzetting van mg/m³ naar ppm
Aanpassing probit HCl en de hiervan afgeleide probitfuncties voor boortrichloride,
dichloorsilaan en fosfortrichloride
Tekstuele verduidelijkingen
Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-8
20.10 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde
TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014;
Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-
deskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE,
2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de
programma’s Phast en Phast Risk en van de programma’s Effects en Riskcurves.
Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met
− de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen;
− de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen;
− de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma’s, opdat de berekeningen ook
effectief uitgevoerd kunnen worden.
Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de
wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de
verschillende softwareprogramma’s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis
gezocht worden.
Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra
verduidelijking vragen.
20.3.1 Probitfunctie voor toxische stoffen
De probitfuncties zijn afgeleid in verschillende onderzoeksprojecten (VITO, 1998; VITO, 2000; VITO, 2005;
VITO, 2009; VITO, 2017; VITO, 2018), waarbij steeds dezelfde methodiek werd gebruikt. In het laatste
onderzoeksproject (VITO, 2018) werden de probitfuncties voor HCl en voor de stoffen waarvan de toxiciteit
gebaseerd is op deze van HCl herzien op basis van ontvangen feedback op de probitfuncties afgeleid in (VITO,
2017). Deze herziening heeft ook rekening gehouden met de review uitgevoerd door RIVM. Daarna werd
nog een panel toxicologen geraadpleegd, die zich elk apart over het vraagstuk hebben gebogen en die daarna
in een open gesprek naar elkaars mening en redeneringen hebben geluisterd. De meerderheid van het panel
was voorstander om het voorzichtigheidsprincipe te hanteren en bijgevolg om de door VITO afgeleid
probitfunctie te hanteren. Daarom is besloten om de probitfuncties afgeleid in (VITO, 2018) te hanteren.
20.3.2 Bepalen van de probitfunctie van andere toxische stoffen
Methodiek
De te gebruiken methodiek voor het afleiden van probitfuncties voor toxische stoffen is gebaseerd op
(VROM, 2005c). De extra factor 2 die toegepast werd wanneer de experimentele resultaten van verschillende
diersoorten gebruikt worden is komen te vervallen. Hier was geen draagvlak meer voor.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-9
AEGL-waarden
Op het overlegmoment (LNE, 2015; LNE, 2016a) is afgesproken dat AEGL-waarden ook kunnen gebruikt
worden om probitfuncties af te leiden. AEGL-waarden en de achterliggend documenten waar heel wat
technische info in te vinden is, zullen eerder gebruikt worden voor de keuze van “n”, om de geldigheid van
de afgeleide probitfunctie te toetsen of om eventueel bij te sturen.
20.4 Ventilatievoud en -frequentie
Voor het ventilatievoud wordt de formule voor laagbouwwoningen uit (VROM, 2005c), deel 5, gebruikt.
20.5 Concentratie buiten- en binnenshuis
Het één-kamer model, besproken in Deel 5, §4.1 van (VROM, 2005c), werkt normaal met een
ventilatiefrequentie en adsorptiefrequentie. In §3.6 wordt gesteld: “Voor praktische toepassingen kan de
adsorptiefactor voor reactieve gassen zoals b.v. SO2, NO2 en O3 op gemiddeld 0,5 gesteld worden en voor
inerte gassen zoals b.v. CO op 0.” Op het overlegmoment (LNE, 2015) wordt overeengekomen om geen
adsorptiefactor toe te passen en bijgevolg om de adsorptiefrequentie en -factor gelijk te stellen aan 0.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 21-1
MODULE 21. ANDERE EFFECTEN
In deze module worden de effecten andere dan vermeld in voorgaande modules behandeld, zoals de
brandbevorderende werking van zuurstof.
21.1 ZUURSTOF
Zuurstof is een brandbevorderende stof en hoge concentraties leiden tot een verhoogde kans op brand in de
omgeving. Bij verhoogde zuurstofconcentraties wordt bijgevolg rekening gehouden met de mogelijkheid van
een brand, waarvoor specifieke letaliteitspercentages worden gebruikt. Alleen bij zeer grote
opslaghoeveelheden, bijvoorbeeld gekoelde opslagen bij producenten, is het zinvol het vrijkomen van
zuurstof mee te nemen in de risicoanalyse.
Aan de hand van de volgende effectniveau’s wordt bepaald of een opslag van zuurstof relevant is voor het
externe risico (RIVM, 2015):
− Pletaal = 0,1 bij zuurstofconcentraties in lucht groter dan 40 vol%
− Pletaal = 0,01 bij zuurstofconcentraties in lucht tussen 30 en 40 vol%
− Pletaal = 0 bij zuurstofconcentraties in lucht tussen 20 en 30 vol%
Een zuurstofconcentratie van 40 vol% in lucht komt overeen met een extra hoeveelheid zuurstof van 24,1
vol% uit de dispersieberekening, 30 vol% zuurstof in lucht komt overeen met 11,4 vol% uit de
dispersieberekening.
Een andere mogelijkheid is om met volgende probitfunctie, die werd afgeleid aan de hand van bovenstaande
effectniveau’s, te werken (LNE, 2016a).
Pr = −14,49 + 0,44 ∙ l n(C3,08 ∙ t)
met C in mg/m³ en t in minuten
of
Pr = −14,10 + 0,44 ∙ l n(C3,08 ∙ t)
met C in ppm en t in minuten
Hierbij is C de concentratie die uit de dispersieberekening bekomen wordt (extra hoeveelheid t.g.v.
vrijzetting).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 21-2
21.2 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-1
MODULE 22. POPULATIEMATRIX
Voor het berekenen van het groepsrisico moet geweten zijn hoeveel mensen in de omgeving aanwezig
kunnen zijn en met welke frequentie. Dit wordt weergegeven in de populatiematrix. Hierbij wordt ook
aangegeven waar ze zich bevinden (binnen of buiten) en wanneer ze zich daar bevinden (overdag of ‘s nacht,
tijdens de week of tijdens het weekend, …).
22.1 ALGEMENE PRINCIPES
Het gebied dat in beschouwing wordt genomen voor de populatiematrix, wordt begrensd door de maximale
1%-letaliteitsafstand. Hierbinnen wordt een onderscheid gemaakt tussen het gebied omsloten door de IRC
van 10-8/jaar en het gebied vanaf de IRC van 10-8/jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand.
In voorkomend geval dient rekening te worden gehouden met geplande wijzigingen in de omgeving.
In een aantal gevallen, vb. voor het vergroten van de duurzaamheid van de populatiematrix, kan van
onderstaande principes en van de generieke populatiedichtheden (§22.2) en aanwezigheidspercentages
(§22.3) afgeweken worden. Dit dient dan expliciet gemeld en gemotiveerd te worden in het
veiligheidsdocument.
22.1.1 Binnen de IRC van 10-8/jaar
Binnen het gebied omsloten door de isorisicocontour van 10-8/jaar wordt een specifieke, best conservatieve
en toekomstgerichte inschatting gemaakt. Deze inschatting wordt duidelijk geargumenteerd, bijvoorbeeld
op basis van een aantal reële of te verwachten cijfers.
Indien een gebied nog niet is ingevuld, kan binnen de 10-8-contour uitgegaan worden van de generieke
waarden (zie §22.2) die overeenkomen met de geplande bestemming van het gebied, tenzij er aanwijzingen
zijn dat een afwijkende waarde moet gebruikt of kan verantwoord worden (vb. stedenbouwkundige
voorschriften, populatiedichtheden van naburig gebied met zelfde bestemming, locatie met een specifiek
doeleinde, …). Zo moet bijvoorbeeld voor braakliggende industrieterreinen een dichtheid worden
opgegeven. Hierbij kan afstemming met vb. de gemeente zinvol zijn.
22.1.2 Gebied vanaf IRC van 10-8/jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand
Voor het gebied vanaf de isorisicocontour van 10-8/jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand kan gebruik
gemaakt worden van meer generieke gegevens, tenzij er aanwijzingen zijn dat een afwijkende waarde moet
worden gebruikt.
Voor de kwetsbare locaties en door het publiek bezochte gebouwen en gebieden (incl. recreatiegebieden)
zijn echter geen generieke cijfers voorhanden en worden de bevolkingsdichtheid (incl. leerkrachten, aantal
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-2
bedden, personeel, ambulante patiënten, bezoekers, wandelaars, …) en de aanwezigheidsfractie expliciet
opgevraagd. Indien de situatie het toelaat, kan buiten de IRC van 10-8/jaar een pragmatische werkwijze
gehanteerd worden mits motivering.
22.1.3 Personen op bedrijventerreinen
Personen binnen de eigen terreingrenzen (eigen werknemers, contractors en bezoekers) worden niet
meegenomen. Personen op de buurbedrijven moeten wel in rekening gebracht worden. Indien deze
personen zich slechts op bepaalde delen van het bedrijfsterrein bevinden, kan hiermee rekening worden
gehouden. Indien een VIP is opgemaakt met het buurbedrijf, kan een tweede populatiematrix zonder
rekening te houden met de werknemers van dit welbepaald buurbedrijf opgesteld worden. Het groepsrisico
wordt dan tweemaal berekend, eenmaal met en eenmaal zonder de werknemers van dit buurbedrijf.
22.2 GENERIEKE POPULATIEDICHTHEDEN
Voor het gebied vanaf de IRC van 10-8/jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand kan voor de generieke
waarden voor de personendichtheid per bestemming, overeenkomend met 100% aanwezigheid, gebruik
gemaakt worden van de waarden zoals vermeld in Tabel 22-1. Een aantal van de cijfers zijn gebaseerd op de
info uit (VROM, 2007).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-3
Tabel 22-1: Generieke waarden voor personendichtheid per bestemming overeenkomend met 100% aanwezigheid
Bestemming Populatiedichtheid (100% aanwezigheid)
Industriegebied
Lage personeelsdichtheid 5 pers/ha
Gemiddelde personeelsdichtheid 40 pers/ha
Hoge personeelsdichtheid 80 pers/ha
Kantoren − 200 pers/ha; of
− 1 pers/30 m² vloeroppervlak
Gebieden met woonfunctie − 2,4 pers/wooneenheid; of
− Op basis van volgende generieke waarden per gebied
Incidentele woonbebouwing 5 pers/ha
Rustige woonwijk 25 pers/ha
Drukke woonwijk 70 pers/ha
Bebouwing met hoogbouw 120 pers/ha
Gebied met kwetsbare locaties: scholen,
ziekenhuizen, rust- en verzorgingstehuizen
Specifiek na te vragen; leerkrachten, aantal bedden,
personeel, ambulante patiënten, bezoekers, … moeten
meegeteld worden
Door het publiek bezochte gebouwen en
gebieden
Specifiek na te vragen; werknemers, bezoekers, … moeten
meegeteld worden
Agrarisch gebied, parkgebied,
natuurgebied, bosgebied, buffergebied,
waterwegen
1 pers/ha
Transportwegen (m.u.v. waterwegen)
− Zelfde populatiedichtheid als het omliggende gebied; of
− Op basis van verkeerstellingen, vb. (Vlaams
Verkeerscentrum, 2016), en met 1,86
personen/voertuig (DNV, 2014)
Wat betreft de transportwegen voor personenvervoer moet in de meeste gevallen enkel het wegverkeer
ingevuld worden in de populatiematrix. Vervoer langs spoor en water moeten normaliter niet beschouwd
worden. In specifieke gevallen kunnen ze echter wel relevant zijn en moeten ze beschouwd worden.
22.3 AANWEZIGHEIDSPERCENTAGES
De populatiematrix maakt een onderscheid tussen de situatie overdag en ’s nachts en tussen een
aanwezigheid binnenshuis en buitenshuis.
Voor het gebied binnen de 10-8 contour wordt zoveel mogelijk gewerkt met recente reële cijfers. Indien deze
ontbreken en voor het gebied vanaf de IRC van 10-8/jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand, kan
gebruik gemaakt worden van de generieke waarden uit Tabel 22-2, tenzij er aanwijzingen zijn dat een
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-4
afwijkende waarde dient gebruikt of kan verantwoord worden (vb. stedenbouwkundige voorschriften,
specifiek doeleinde, … ).
Er kan ook een onderscheid gemaakt worden tussen de aanwezigheid in de week of in het weekend of tussen
verschillende seizoenen, mits motivatie. Ook de mogelijke aanwezigheid van bijzondere evenementen, zoals
festivals, wordt in rekening gebracht.
Tabel 22-2: Generieke aanwezigheidspercentages
Functie
Aanwezigheidspercentage overdag
[%]
Aanwezigheidspercentage ‘s nachts
[%]
Totaal Binnen Buiten Totaal Binnen Buiten
Buurbedrijven
Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek
afhankelijk van de aard van de activiteiten.
Voorbeelden
− Bedrijf met of zonder ploegensysteem;
− Ingeval van grote (bedrijven)terreinen wordt aangeraden om na te
gaan waar de populatie zich specifiek bevindt.
Industriegebied 100 93 7 20 19,8 0,2
Kantoren 100 93 7 0 0 0
Gebied met woonfunctie 50 46,5 3,5 100 99 1
Scholen
− externaat
− internaat
100
100
93
93
7
7
0
S
0
0,99 * S
0
0,01 *S
Voor internaten is het aanwezigheidspercentage ’s nachts (S) specifiek op te
vragen.
Ziekenhuizen Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek
afhankelijk van de aard van de activiteiten.
Voorbeelden
− Dagkliniek;
− Spoedafdeling;
− Raadplegingen;
− Bezoekmogelijkheden.
Rust- en
verzorgingstehuizen
Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek
afhankelijk van de aard van de activiteiten.
Voorbeelden
− Kortverblijf;
− Dagopvang;
− Serviceflats;
− Bezoekmogelijkheden.
Agrarisch gebied 100 0 100 50 50 0
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-5
Functie
Aanwezigheidspercentage overdag
[%]
Aanwezigheidspercentage ‘s nachts
[%]
Totaal Binnen Buiten Totaal Binnen Buiten
Parkgebied,
natuurgebied, bosgebied 100 0 100 0 0 0
Transportwegen 100 0 100 10 0 10
Door publiek bezochte
gebieden en gebouwen
Specifiek na te vragen: aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek
afhankelijk van de aard van de activiteiten.
Voorbeelden
− Winkelcentrum (zonder nachtwinkel): 100% overdag;
− Dancing: 100% ’s nachts;
− Kampeergebied: 100% buiten, dag en nacht;
− Recreatiegebied met enkel dagactiviteiten: 100% buiten overdag en
0% ‘s nachts.
22.4 UITWERKING VAN DE POPULATIEMATRIX
De reikwijdte van de populatiematrix wordt bepaald door de maximale 1%-letaliteitsafstand. Dit
invloedsgebied wordt opgedeeld in rasters. De grootte van de rasters dient te gebeuren in functie van de
(verschillen in) populatiedensiteiten van de verschillende bestemmingen in het invloedsgebied. Als
richtwaarde wordt 10 x 10 m² à 20 x 20 m² voorgesteld. Aan elk raster wordt een bepaalde
personendichtheid (pers/ha) toegekend, zoals hoger beschreven. De zones met verschillende
personendichtheden worden duidelijk van elkaar afgelijnd, bij voorkeur in een matrixvorm. Indien specifieke
puntlocaties een substantieel grotere personendichtheid vertegenwoordigen worden deze als dusdanig
weergegeven en in het rapport expliciet (in detail) toegelicht. Het komt er eigenlijk op neer dat de lezer een
goed inzicht krijgt met welke populatiedichtheden (en objecten) rekening is gehouden bij het berekenen van
het groepsrisico.
22.5 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het deel populatiematrix uit het Standaard OVR
April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving
April ‘19 2.0 Aanpassing voor gebied binnen IRC 10-8/jaar
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-1
MODULE 23. INDIRECTE RISICO’S
In voorgaande modules, meer bepaald modules 5 tot en met 12 m.b.t. tot de faalwijzen en faalfrequenties
van installaties, wordt uitgegaan van het intrinsiek falen van een installatie met gevaarlijke stoffen voor het
bepalen van het direct risico van de inrichting. Er zijn echter ook elementen in de omgeving van de installatie
die bij faling impact kunnen hebben op de installatie en dus de faalfrequentie en dus het risico van de
installatie kunnen verhogen. Dit indirect risico wordt ook beschouwd in veiligheidsdocumenten. Deze
module beschrijft de manier waarop dit gebeurt.
Eerst wordt kort ingegaan op een paar algemene aspecten. Daarna wordt de methodiek toegelicht voor een
aantal types van installatie die in beschouwing worden genomen voor de bepaling van indirecte risico’s, met
name installaties met gevaarlijke stoffen, windturbines en hoogspanningsleidingen. Andere types installaties
(vb. vliegtuig) kunnen ook relevant zijn voor het indirect risico. Hiervoor wordt zelf een methodiek
uitgewerkt. De specifieke uitwerking voor deze andere types wordt uitgebreid beschreven en gemotiveerd
in het veiligheidsdocument.
23.1 ALGEMEEN
Bij het indirect risico is er sprake van een primaire installatie en van een secundaire installatie. De primaire
installatie is de eerste installatie die faalt en die de andere installatie doet falen. De secundaire installatie is
de tweede installatie die faalt ten gevolge van het falen van de eerste (primaire) installatie.
Om het indirect risico te bepalen wordt gekeken op welke manier en met welke faalfrequentie de primaire
installatie kan falen, wat hiervoor de schadeafstand is, welke installaties met gevaarlijke stoffen gelegen zijn
binnen deze schadeafstanden en wat de gevolgen kunnen zijn voor de secundaire installatie, m.a.w. op welke
manier de secundaire installatie faalt. Eventueel wordt ook het indirect risico berekend.
23.2 INSTALLATIES MET GEVAARLIJKE STOFFEN
In deze paragraaf worden installaties met gevaarlijke stoffen als primaire installatie behandeld. In dit geval
worden de indirecte risico’s enkel kwalitatief behandeld.
23.2.1 Primaire installaties met gevaarlijke stoffen
In het kader van de indirecte risico’s ten gevolge van primaire installaties met gevaarlijke stoffen moet enkel
gekeken worden naar installaties met gevaarlijke stoffen die extern zijn aan de inrichting waarvoor het
veiligheidsdocument wordt gemaakt.
Primaire installaties met ontvlambare vloeistoffen, ontvlambare gassen of toxische gassen worden
beschouwd in de analyse. Immers, er wordt verondersteld dat een bovengrondse secundaire installatie faalt
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-2
bij blootstelling aan een bepaalde warmtestralingshoeveelheid of aan een bepaalde explosie-overdruk ten
gevolge van een vrijzetting van dergelijke stoffen. Faling van een installatie als gevolg van blootstelling (van
de operator) aan een toxische wolk wordt niet beschouwd.
Primaire installaties met toxische vloeistoffen worden niet meegenomen in de analyse.
23.2.2 Secundaire installaties
Als secundaire installatie worden enkel installaties met gevaarlijke stoffen beschouwd. Ondergrondse
installaties, zowel installaties onder het maaiveld als ingeterpte installaties, worden verondersteld voldoende
beschermd te zijn tegen warmtestraling en overdruk en worden niet beschouwd als secundaire installatie
i.h.k.v. de indirecte risico’s. Alle andere types installaties worden wel beschouwd.
23.2.3 Schadeafstanden van primaire installaties met gevaarlijke stoffen
De schadeafstanden van de primaire installaties met gevaarlijke stoffen worden berekend volgens de QRA-
richtlijnen, zoals opgenomen in dit Handboek Risicoberekeningen. Voor warmtestraling worden de
schadeafstanden tot de stralingsintensiteiten van 9,8 en 32 kW/m² berekend. Voor overdruk worden de
schadeafstanden tot de explosie-overdrukken van 100, 160 en 450 mbar berekend. Tot op deze afstanden
kan immers schade aan installaties optreden.
Indien de schadeafstanden berekend werden in het meest recente veiligheidsdocument van de inrichting
waartoe de primaire installatie behoort, dan kan van deze waarden uitgegaan worden.
23.2.4 Faalcriteria voor secundaire installaties
Om te bepalen wanneer een secundaire installatie faalt wordt onderscheid gemaakt tussen de verschillende
installatietypes. In Tabel 23-1 worden de faalcriteria voor warmtestraling weergegeven per installatietype
en in Tabel 23-2 deze voor overdruk.
Hierbij wordt opgemerkt dat een installatie als beschermd tegen warmtestraling beschouwd wordt als op de
installatie veiligheidsmaatregelen aanwezig zijn die zorgen dat de installatie bestand is tegen grotere
warmtestralingsvermogens (voorbeelden hiervan zijn watergordijnen en sprinklers). Beschermde
magazijnen zijn deze met voldoende brandweerstand, met name als
− de brandweerstand van de muren ≥ 60 min; en
− de brandweerstand van de deuren en poorten ≥ 30 min.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-3
Tabel 23-1: Faalcriteria voor warmtestraling
Type secundaire installatie Warmtestraling
[kW/m²]
Onbeschermde installaties
9,8
Atmosferische tanks (single containment, double containment, full
containment met metalen buitenmantel)
Bovengrondse druktanks
Flessen, drukvaten en cilinders
Procesinstallaties
Transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen)
Bovengrondse leidingen
Magazijnen zonder voldoende brandweerstand
Open opslagplaatsen en opslagcontainers
Beschermde installaties
32
Atmosferische tanks (single containment, double containment, full
containment met betonnen buitenmantel)
Bovengrondse druktanks
Procesinstallaties
Transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen)
Bovengrondse leidingen
Magazijnen met voldoende brandweerstand
Tabel 23-2: Faalcriteria voor overdruk
Type secundaire installatie Overdruk
[mbar]
Magazijnen 100
Open opslagplaatsen en opslagcontainers
Atmosferische tanks (single containment, double containment, full containment)
160
Atmosferische transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers,
schepen)
Atmosferische procesinstallaties
Bovengrondse druktanks (schade = lekken aan installatie)
Procesinstallaties onder druk (schade = lekken aan installatie)
Bovengrondse leidingen
Flessen, drukvaten en cilinders
450 Transporteenheden onder druk (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen)
Bovengrondse druktanks (schade = catastrofaal falen installatie)
Procesinstallaties onder druk (schade = catastrofaal falen installatie)
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-4
In (SGS, 2009) wordt aangenomen dat bij bovengrondse druktanks en bij procesinstallaties onder druk een
overdruk van 160 mbar aanleiding geeft tot het falen van de installatie met lekscenario’s tot gevolg. Een
overdruk van 450 mbar geeft bij deze installatietypes aanleiding tot het catastrofaal falen van de installatie.
Voor de andere installaties en voor warmtestraling wordt steeds uitgegaan van catastrofaal falen als gevolg.
23.3 WINDTURBINES
In deze paragraaf worden windturbines als primaire installatie behandeld. Voor de bepaling van het indirect
risico ten gevolge van windturbines wordt integraal verwezen naar het Handboek Windturbines (OMG,
2019). In dit handboek zijn o.a. opgenomen
− Faalwijzen en faalfrequenties van windturbines;
− Schadeafstanden van windturbines;
− Berekeningswijzen voor het indirect risico ten gevolge van windturbines voor installaties met
gevaarlijke stoffen op een inrichting.
De werkwijze die hierin beschreven wordt, wordt integraal toegepast in een veiligheidsdocument voor een
inrichting.
23.4 HOOGSPANNINGSLEIDINGEN
Dit onderdeel zal later toegevoegd worden.
23.5 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘19 1.0 1e versie
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-5
23.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE
23.2 Installaties met gevaarlijke stoffen
De indirecte risico’s ten gevolge van installaties met gevaarlijke stoffen worden niet doorgerekend in de QRA.
Er wordt immers verondersteld dat deze faalwijzen en bijhorende faalfrequenties vervat zitten in de
generieke faalfrequenties. Dit impliceert wel dat dergelijke faalwijzen niet mogen weggelaten zijn bij een
eventuele faalfrequentiereductie.
Faalcriteria voor warmtestraling en overdruk werden gehaald uit (SGS, 2009).
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-1
MODULE 24. MILIEURISICOANALYSE
Deze methode is nog gebaseerd op de Nederlandse subselectiemethode. Eenmaal de in ontwikkeling zijnde
Vlaamse Selectiemethode beschikbaar is zal het Team EV een nieuw onderzoeksproject opstarten om de
milieurisicoanalyse in overeenstemming te brengen.
In deze module wordt de te volgen procedure voor de kwalitatieve milieurisicoanalyse besproken. Alle
voorgaande modules hebben betrekking op de (kwantitatieve) risicoanalyse voor de mens. De
milieurisicoanalyse gebeurt in verschillende stappen, zijnde het identificeren van de installaties, het
selecteren van de te onderzoeken installaties en de risicoanalyse zelf. De tweede stap, zijnde het selecteren
van de te onderzoeken installaties, is optioneel. De verschillende stappen worden hieronder uitgewerkt.
24.1 SYMBOLEN
Aeco [-] Ecoaanwijzingsgetal
BZV [kg O2/kg] Biologisch zuurstofverbruik
Geco [kg] Grenswaarden voor milieurisicoanalyse
L [m] Afstand tussen de installatie en het dichtstbijzijnde waardevolle of bijzonder
kwetsbare natuurgebied (Habitat-, Ramsar- en Vogelrichtlijngebieden en
erkende natuurreservaten) (minimaal 100 m)
Oi [-] Omstandigheidsfactoren uit de subselectiemethodiek
24.2 STAP 1: IDENTIFICEREN INSTALLATIES
De eerste stap bestaat uit het identificeren van alle installaties op het bedrijfsterrein die aanleiding kunnen
geven tot de ongewenste vrijzetting van gevaarlijke stoffen die één of meerdere van de volgende
(gevaars)eigenschappen hebben:
− Toxische stoffen;
− Stoffen met een gevaar voor het aquatisch milieu;
− Corrosieve stoffen;
− Stoffen met een significant biologisch zuurstofverbruik (BZV > 0,1 kg O2/kg);
− Stoffen die een drijflaag kunnen vormen, zijnde stoffen die lichter zijn dan water en een
wateroplosbaarheid van minder dan 100 mg/l hebben.
Bluswater moet daarnaast ook expliciet beschouwd worden in de MRA.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-2
24.3 STAP 2: SELECTIE VAN DE TE ONDERZOEKEN INSTALLATIES
Indien gewenst kan het aantal installaties dat aan de milieurisicoanalyse onderworpen wordt beperkt worden
door het uitvoeren van een selectie. Deze selectie gebeurt via onderstaande methodiek. Deze tweede stap
is echter optioneel. Indien geen selectie uitgevoerd wordt, wordt stap 3 uitgevoerd voor alle geïdentificeerde
installaties.
De selectiemethodiek voor de milieurisicoanalyse is gebaseerd op de Nederlandse subselectiemethodiek.
Voor de benodigde gegevens hieruit, zoals omstandigheidsfactoren en grenswaarden, wordt verwezen naar
(RIVM, 2015).
24.3.1 Berekenen ecoselectiegetal
In de tweede stap wordt per installatie een ecoselectiegetal Seco berekend. Ten behoeve van de berekening
van het ecoselectiegetal zijn per installatie de volgende gegevens vereist:
− gevaarseigenschappen van het aanwezige product;
− productmassa in het installatieonderdeel;
− aard van de installatie (opslag versus proces);
− aanwezigheid van opvangvoorzieningen die een ongecontroleerde verspreiding van een
accidenteel vrijgestelde producthoeveelheid vermijden;
− procestemperatuur en -druk;
− verzadigingsdruk van het product bij de procestemperatuur; en
− aard, locatie en kwetsbaarheid van de schadedragers (receptoren) langsheen de
verspreidingsroute.
Per installatie wordt eerst het ecoaanwijzingsgetal berekend op basis van volgende formule.
𝐴𝑒𝑐𝑜 =𝑄 ∙ 𝑂1 ∙ 𝑂2 ∙ 𝑂3
𝐺𝑒𝑐𝑜
Hierbij worden dezelfde omstandigheidsfactoren Oi als in het subselectiesysteem gebruikt. De grenswaarden
zijn echter verschillend.
Het ecoselectiegetal wordt dan bekomen door de ecoaanwijzingsgetallen te vermenigvuldigen met
specifieke correctiefactoren, afhankelijk van de receptor.
Seco=Aeco∙ correctiefactor
Hieronder wordt aangegeven op welke wijze de grenswaarden en correctiefactoren moeten worden bepaald.
24.3.1.1 Grenswaarden
In geval van toxiciteit voor de (land)fauna wordt de grenswaarde G voor mensrisico’s uit het
subselectiesysteem overgenomen.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-3
In geval van toxiciteit voor het aquatisch milieu wordt de grenswaarde Geco bepaald uit Tabel 24-1. De LC50-
waarde waarnaar moet gekeken worden is deze van de vis voor 96 u, van daphne voor 48 u of van algen voor
72 u. Indien meerdere van deze waarden beschikbaar zijn, wordt uitgegaan van de slechtste waarde. Een
stof die verschillende gevareneigenschappen vertoont, wordt ingedeeld in de hoogste klasse.
Tabel 24-1: Bepaling grenswaarde bij toxiciteit voor het aquatisch milieu
Klasse
Gevaren-
eigenschap
5 4 3 2 1
Gevaren-
aanduiding H400 – H410 H411 H412 - H413 – H314
LC50
[mg/l] LC50 1 1 < LC50 10 10 < LC50 100
100 < LC50
1000 LC50 > 1000
BZV
[kg O2/kg] BZV > 1,5
0,15 < BZV
1,5
0,1 < BZV
0,15 - -
Drijflaag - - Ja - -
Grenswaarde
[kg] 1.000 10.000 100.000 1.000.000 10.000.000
24.3.1.2 Correctiefactoren
In geval van toxiciteit voor de (land)fauna wordt dezelfde correctie toegepast als voor de mensrisico’s in het
subselectiesysteem, namelijk (100/L)².
Voor aquatisch milieu zijn de correctiefactoren opgenomen in Tabel 24-2, Tabel 24-3 en Tabel 24-4.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-4
Tabel 24-2: Correctiefactor voor oppervlaktewater
Type Toelichting Correctiefactor
Geen Lozing op oppervlaktewater is onmogelijk 0
Zeehaven, Zeekanaal,
Zeeschelde
Havendokken Antwerpen, Kanaal Gent-Terneuzen,
Zeeschelde afwaarts Antwerpen 1
Rivier, kanaal (groot,
gemiddeld)
Albertkanaal, Schelde opwaarts Antwerpen, Rupel; Leie,
Maas, Netekanaal, Kempische kanalen, Kanaal Roeselare-
Leie, Kanaal Rupel-Brussel, Ringvaart Gent, Dender,
Demer afwaarts Diest, Leopoldkanaal; Ieperleekanaal,
Ijzer, Zenne afwaarts Brussel, Dijle afwaarts Leuven
10
Rivier (klein, polderkanaal,
kustzone), zee, vijver, meer
Verschillende waterlopen, voormalige
zandwinningsputten, afgesneden meanders Schelde en
Leie, e.d.
100
Tabel 24-3: Correctiefactor voor RWZI
Ontwerpcapaciteit (IE) Stoffen met aquatische toxiciteit
en corrosieve stoffen
Stof met hoog BZV
< 10 000 20 2
10 000 – 25 000 10 1
25 001 – 50 000 5 0,5
50 001 – 100 000 2,5 0,25
> 100 000 1,66 1/6
Lozing niet mogelijk 0 0
Tabel 24-4: Correctiefactor voor bodem en grondwater
Kwetsbaarheid grondwater Correctiefactor
Geen vrijzetting te voorzien 0
Weinig tot matig kwetsbaar 1
Kwetsbaar 10
Zeer tot uiterst kwetsbaar
Inrichting binnen waterwingebied of beschermingszone type I, II of III 100
Merk op dat wanneer bij een accidentele vrijzetting van een gevaarlijke stof uit een installatie een aanwezige
veiligheidsmaatregel ervoor zorgt dat de verdere verspreiding van de stof in het milieu via oppervlaktewater,
RWZI, bodem of grondwater onmogelijk is, dat de corresponderende correctiefactor dan op nul mag gezet
worden. Echter, als de veiligheidsmaatregel op zichzelf kan falen, dan is een verspreiding van de vrijgezette
stof niet 100% uitgesloten, en mag de correctiefactor niet op 0 gezet worden.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-5
De aldus gecorrigeerde ecoaanwijzingsgetallen vormen de uiteindelijke ecoselectiegetallen voor de
respectievelijke installaties.
Indien milieuschade kan optreden bij meer dan 1 receptor (bijvoorbeeld omwille van ligging aan een
oppervlaktewater en in een gebied met kwetsbaar grondwater) dan wordt een ecoselectiegetal bepaald per
schadedrager.
24.3.2 Rangschikking van de installaties
Vervolgens wordt de rangschikking van de installaties in functie van hun ecoselectiegetal gegeven, evenals
de selectie van installaties die aanleiding geven tot een berekend ecoselectiegetal groter dan 1 (voor het
aquatisch milieu of voor beschermde landhabitats).
24.4 STAP 3: MILIEURISICOANALYSE
Indien een selectie werd uitgevoerd wordt voor de installaties met ecoselectiegetal groter dan 1 in de derde
stap een diepgaande kwalitatieve milieurisicoanalyse gebaseerd op het vlinderdasmodel uitgevoerd. Indien
er geen selectie werd uitgevoerd, gebeurt dit voor alle geïdentificeerde installaties. Dit wordt hieronder
beschreven.
1. Een beschrijving van de potentieel getroffen fauna en flora (voor zover dit nog niet in de voorgaande
stappen is gebeurd);
2. Een effectenanalyse ten gevolge van instantane en continue vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die
milieuschade bij zware ongevallen kunnen teweegbrengen;
3. Een oorzakenanalyse van vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die milieuschade kunnen
teweegbrengen;
4. Een beschrijving van en argumentatie voor preventieve maatregelen die op de inrichting genomen
zijn teneinde de kansen te minimaliseren voor vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die milieuschade
teweegbrengen;
5. Een beschrijving van en argumentatie voor beschermingsmaatregelen die op de inrichting genomen
zijn teneinde de gevolgen te minimaliseren in geval van vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die
milieuschade teweegbrengen.
Voor de installaties met ecoselectiegetal kleiner dan of gelijk aan 1 kan het Team EV na overleg vragen om
deze installaties toch mee te nemen in de milieurisicoanalyse.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-6
24.5 VERSIEBEHEER
Datum Versie Voornaamste aanpassingen
April ‘17 1.0 1e versie t.v.v. de Richtlijn Milieurisicoanalyse dd. 20/02/2006
Juli ‘17 1.1 Correctie tabel 24-1
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina a
ALGEMENE REFERENTIELIJST
Abassi, & Abassi. (2007). The boiling liquid expanding vapour explosion (BLEVE): Mechanism, consequence
assessment, management. J. Haz.Mat. 141, 489-519.
ACDS. (1991). Major hazard aspects of the transport of dangerous substances. HSE.
ADR. (2014, 12 18). Europees verdrag betreffende het internationaal vervoer van gevaarlijke goederen over
de weg. Belgisch Staatsblad.
AEC. (1975). Reactor safety study – an assessment of accident risks in the U.S. Commercial Nuclear Power
Plants, WASH-1400, appendix III Failure data (and references therein). US: Atomic Energy
Commission.
Agentschap Wegen en Verkeer. (2007). Verkeerstellingen in Vlaanderen met automatische telapparaten,
rapport nr. 214. Brussel: Vlaamse overheid.
AIChE. (1989). Guidelines For Process Equipment Reliability Data (PERD). American Institute of Chemical
Engineers.
AICHE. (2016, juli). DIPPR. Opgehaald van http://www.aiche.org/dippr
Alonso, F., Ferradás, E., Pérez, J., Aznar, A., Gimeno, J., & Alonso, J. (2006). Characteristic overpressure-
impulse-distance curves for vapour cloud explosions using the TNO Multi-Energy model. Journal of
Hazardous Materials , 734-741.
API 625. (2010). Tank Systems for Refrigerated Liquefied Gas Storage.
Arulanantham, D., & Lees, F. (1981). Failure frequencies of pipework per plant.
Arulanantham, D., & Reeves, F. (1981). Some data on the reliability of pressure equipment in the chemical
plant environment. Int. J. Press. Vessels & Piping, 9, 327-338.
AVIV. (1999). Systematiek voor indeling van stoffen ten behoeve van risicoberekeningen bij het vervoer van
gevaarlijke stoffen.
Babrauskas, V. (1983). Estimating Large Pool Fire Burning Rates. Fire Technology 19, 251-261.
Baker, W., Cox, P., Westine, P., Kulesz, J., & Strehlow, R. (1983). Explosion Hazards and Evaluation.
Amsterdam: Elsevier Scientific Publishing Company.
Baker, W., Kulesz, J., Ricker, R., Bessey, R., Westine, P., Parr, V., & Oldham, G. (1977). Workbook for Predicting
Pressure Wave and Fragment Effects of Exploding Propellant Tanks and Gas Storage Vessels, CR-
134906. Washington, D.C.: NASA Scientific and Technical Information Office.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina b
Bakkum, E., & Duijm, N. (2005). Chapter 4: Vapour cloud dispersion. In Publicatiereeks Gevaarlijke stoffen 2
- Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids and
gases) (Yellow Book) (pp. 4.56; 4.69-4.75). Den Haag: VROM.
Bekaert, M. (2015, Februari 3). Persoonlijke communicatie.
Blything, & Reeves. (1988). An intitial prediction of the BLEVE frequency of a 100 te butane storage vessel,
SRD/HSE R488. HSE.
Brambilla, S., & Manca, D. (2009). Accidents involving liquids: a step ahead in modelling pool spreading,
evaporation and burning. Journal of Hazardous Materials, 161, 1265-1280.
Briscoe, & Shaw. (1980). Spread and evaporation of liquid. Progress in Energy and Combustion Science 6, 127-
140.
Burgess, D., & al. (1961). Diffusive Burning of Liquid Fuels in Open Trays. Fire Res. Abstr. Rev. 3, 177.
Burgess, D., & Hertzberg, M. (1974). Radiation from pool flames. Heat Transfer in Flames.
Cadwallader , & Pinna. (2012). Reliability Estimation for Double Containment Piping, . 20th ANS Topical
Meeting on the Technology of Fusion Energy.
Cavrois, E. (1985). Histoire des bouteilles à gaz, IGC Documents 31/5/F.
CCPS . (2014). Guidelines for Determining the Probability of Ignition of a Released Flammable Mass.
CCPS. (2000). Guidelines for Chemical Process Quantitative Risk Analysis, second edition. New York (ASA):
American Institute of Chemical Engineers.
CCPS. (2010). Guidelines for Chemical Process Quantitative Risk Analysis (2e ed.). New York: John Wiley &
sons.
CCPS. (2010). Guidelines for Vapor Cloud Explosion, Pressure, Vessel Burst, BLEVE and Flash Fire Hazards (2e
ed.). Hoboken, New Jersey, VS: John Wiley and Sons.
Çengel. (2006). Heat and Mass Transfer, 3rd ed. McGraw Hill.
Chamberlain, G. (1987). Developments in design methods for predicting thermal radiation from flares. Chem.
Eng. Research & Design, No. 69.
CONCAWE. (2008). Rapport 7/08, Performance of European cross-country oil pipelines. Statistical summary
of reported spillages in 2006 and since 1971.
Cook, J., Bahrami, Z., & Whitehouse, R. (1990). A comprehensive program for calculation of flame radiation
level. J. Loss Prev. Process Ind., Vol 3, 150-155.
COVO commission. (1981). Risk analysis of six potentially hazardous industrial objects in the Rijnmond area,
a pilot study, a report to the Rijnmond public authority. Schiedam: Central Environmental Control
Agency Rijnmond.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina c
Davidson. (1988).
Davies. (1996).
DNV & Protec Engineering. (2015). Onderzoek naar modellen voor gebruik in de kwantitatieve risicoanalyse
[Eindrapport TWOL-project, revisie]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en
Energie.
DNV. (1999). ARF Document, Technical Note, Process Equipment Failure Frequencies.
DNV. (2001). Actualisatie Handboek Kanscijfers t.b.v. externe veiligheidsrapportering [Eindrapport TWOL-
project]. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en
Infrastructuur.
DNV. (2014). Project Unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek
Risicoberekeningen m.b.v. Phast Risk [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid,
Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
DNV. (2014). Risicoanalysesysteem voor transport van gevaarlijke stoffen: Leidraad [Eindrapport TWOL-
project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
DNV. (2016, mei 20). Gesprek met Henk Witlox over ontwerpmodules Handboek Risicoberekeningen.
Brussel.
DNV GL. (2014). Handboek Risicozonering Windturbines v3.1. Rijksdienst voor Ondernemend Nederland.
DNV Software. (2005). JFSH (Jet Fire) theory Document. London: DNV Software.
DNV Software. (2005). POLF (Pool Fire) Theory Document. London: DNV Software.
DNV Software. (2006). DISC (discharge) Theory document. London: DNV Software.
DNV Technica. (1992). Offshore reliability data (OREDA), 2nd edition.
Dorey. (1979). Reliability Data derived from EDF operating experience. Second National Reliability
Conference.
E&P Forum. (1996).
EC. (2006). Reference document on best available techniques on emissions from storage. European
Commission.
EGIG. (2008). 7th EGIG-report (1970-2007), Doc. Number EGIG 08.TV-B.0502.
EN 14620-1. (2006). Design and manufacture of site built, vertical, cylindrical, flatbottomed steel tanks for
the storage of refrigerated, liquiefied gases with operating temperatures between 0°C and -165°C.
Part 1: general.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina d
Engelhard, W. (2005). Chapter 6: Heat flux from fires. In VROM, Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen (PGS 2) -
Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids en
gases) (Yellow Book) (p. 6.57). Den Haag: VROM.
EPRI. (1981). Component Failure and Repair Data for Coal-fired Power Units. Electrical Power Research
Institute.
Faroux. (2013).
Ferradás, E., Alonso, F., Pérez, J., Aznar, A., Gimeno, J., & Alonso, J. (2006). Characteristic overpressure-
impulse-distance curves for vessel burst. Process Safety Progress, Vol. 25, No. 3 , 250-254.
FOD Economie. (2016, juli 1). De statistische sector. Opgehaald van
http://statbel.fgov.be/nl/statistieken/gegevensinzameling/nomenclaturen/statistische_sector/
FOD Economie. (2016, juli 1). Kruispuntbank van Ondernemingen. Opgehaald van
http://economie.fgov.be/nl/ondernemingen/KBO/#.V3aH7q2KD3g
Gottuk, D., & White, D. (2002). Liquid Fuel fires (Chapter 15). In NFPA, SFPE Handbook of Fire Protection
Engineering (pp. 2-297 - 2-316). Masachusetts, USA: NFPA.
Hooper, W. (1981). The two-K method predicts head losses in pipe fittings. Chemical Engineering 24, 96 –
100.
HSE. (1992). HSE Contract Research Report No. 33/192, Organisational, management and human factors in
quantified risk assessment, report 1.
HSE. (1997). Offshore Hydrocarbon Release Statistics 1997, Offshore Technology Report OTO 97 950.
HSE. (2013). Safety Report Assessment Guide: Chemical warehouses - Hazards. Opgeroepen op 2013, van
http://www.hse.gov.uk/comah/sragcwh/hazards/haz4.htm
IEC61508. (2009). Functional Safety of electrical/electronic/programmable electronic safety-related systems.
IEC61511. (2009). Functional safety – Safety instrumented systems for the process industry sector.
Jacobs, R. (1971). Minimizing hazards in design. Quality progress.
Johnson, A. (1992). A model for predicting thermal radiation hazards from large-scale LNG pool fires. IChemE
Symposium series 130, (pp. 507-523).
Johnson, D., & Welker, J. (1981). Development of an improved LNG plant failure rate data base. Gas Research
Institute.
KMI. (2014). Actualisatie meteogegevens bij het uitvoeren van een kwantitatieve risicoanalyse [Eindrapport
TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
Kunsch, J. (1998). TWO-layer integral model for calculating the evaporation rate from a liquid surface. Journal
of Hazardous Materials 59, 167-187.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina e
LASTFIRE Group. (1997). LASTFIRE PROJECT (Large Atmospheric Storage Tank Fire Project), Analysis of
Incident Frequency Survey. RPI.
Lauriks, L., & Vandorpe, S. (1983). Pompen algemene aspecten – toepassingen – keuze. Water nr 8.
Lees, F. (1980). Loss Prevention in the Process Industries. Butterworths.
Lees, F. (1996). In Lees' Loss Prevention in the Process Industries: Hazard Identification, Assessment and
Control, volume 2, 2nd edition, Chapter 16 Fire (p. 16.219). Oxford: Butterworth-Heinemann.
LIN. (1993). Richtlijn Evaluatie Veiligheidsrapportering. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap,
Departement Leefmilieu en Infrastructuur.
LIN. (1997). Nieuwe richtlijn voor het berekenen van flash en spray (doc. 97/001). Brussel: Ministerie van de
Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur.
LIN. (2004). Handboek Kanscijfers voor het opstellen van een veiligheidsrapport. Brussel: Ministerie van de
Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur.
LNE. (2009). Handboek Faalfrequenties 2009. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en
Energie.
LNE. (2011). Richtlijn probitfuncties, Richtlijn over het gebruik van probitfuncties in de kwantitatieve
risicoanalyse (v2.0). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
LNE. (2013, september 5). Overlegmoment module magazijnbrand. Brussel: Vlaamse overheid, Departement
Leefmilieu, Natuur en Energie.
LNE. (2015, juni 25). Overlegmoment juni 2015 met erkende VR-deskundigen omtrent ontwerpmodules
Handboek Risicoberekeningen (verslag). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur
en Energie.
LNE. (2016a, juni 2). Overlegmoment juni 2016 met erkende VR-deskundigen omtrent ontwerpmodules
Handboek Risicoberekeningen (verslag). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur
en Energie.
LNE. (2016b, december 20). Overlegmoment december 2016 met erkende VR-deskundigen omtrent
ontwerpmodules Handboek Risicoberekeningen (verslag). Brussel: Vlaamse overheid, Departement
Leefmilieu, Natuur en Energie.
MacKay, & Matsugu. (1973). Evaporation rates of liquid hydrocarbons spills on land and water. The Canadian
Journal of Chemical Engineering 51, pp. 434-439.
Mannan, S. (2005). Lees' Loss Prevention in the Process Industries. Hazard Identification, Assessment and
Control. Texas, USA: Texas A&M University, Department of Chemical Engineering.
Marchal . (1985). Bouteilles à gaz – Analyse Statistique des accidents, IGC Document 31/85/F.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina f
Martinsen, W., & Marx, J. (1999). An improved model for the prediction of radiant heat from fireballs. San
Francisco: International Conference and Workshop on Modeling Consequences of Accidental
Releases of Hazardous Materials.
Mudan, P., & Croce, P. (1988). Fire Hazards calculations for large open hydrocarbon fires. In The SFPE
Handbook of Fire Protection Engineering (First Edition ed.). SFPE.
NATO. (2006). Allied Ammunition Storage and Transport Publication 1 (AASTP-1); Manual of NATO safety
principles for the storage of military ammunition and explosives.
NGI. (sd).
OGP. (2010). Risk Assessment Data Directory – Ignition probabilities.
OMG. (2019). Handboek Windturbines, Richtlijnen voor het opstellen van een veiligheidsdocument met
windturbines (versie 1.0 en zijn wijzigingen). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving.
OMG. (2019a). Leidraad Aandachtsgebieden (versie 2.0 en zijn wijzigingen). Brussel: Vlaamse overheid,
Departement Omgeving.
OMG. (2019b). Leidraad voor het opstellen van een veiligheidsrapport (versie 2.0 en zijn wijzigingen). Brussel:
Vlaamse overheid, Departement Omgeving.
OMG. (2019c). Richlijn Veiligheidsnota: richtlijn over het gebruik van een veiligheidsnota bij
vergunningsaanvragen van hogedrempelinrichtingen (versie 4.0 en zijn wijzigingen). Brussel:
Vlaamse overheid, Departement Omgeving.
Perry, R. (1985). Perry’s Chemical Engineering’s Handbook. McGraw-Hill Book Co.
Pritchard, M., & Binding, T. (1992). FIRE2: A new approach for predicting thermal radiation levels from
hydrocarbon pool fires. IChemE Symposium series 130, (pp. 491-505).
Protec Engineering & SGS. (2015). Scheidingsafstanden tussen windturbines en ondergrondse pijpleidingen
met betrekking tot externe veiligheid.
Protec Engineering. (2012). Handleiding QRA - QRA's van A tot Z [Eindrapport TWOL-project]. Brussel:
Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
Protec Engineering. (2014). Project Unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek
Risicoberekeningen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement
Leefmilieu, Natuur en energie.
Protec Engineering. (2015a). Evaluatie van enkele aspecten van het Handboek Faalfrequenties 2009
[Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
Protec Engineering. (2015b). Sensitiviteitsanalyse van de nieuwe meteogegevens voor gebruik in de QRA in
Vlaanderen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu,
Natuur en Energie.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina g
Protec Engineering. (2015c). Onderzoek naar representatieve stoffen voor gebruik binnen QRA [Eindrapport
TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
Protec Engineering. (2017, januari 3). E-mail. Persoonlijke communicatie van Luc Vandebroek.
Protec Engineering. (2017). Uitwerking formules voor plasspreiding, convectieve warmteoverdracht en
massaoverdracht [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu,
Natuur en Energie.
Protec Engineering. (2017). Veiligheidsafstanden van samenbouwinstallaties voor de verdeling van LNG aan
voertuigen en vaartuigen. Mol: VITO.
Protec Engineering. (2018). Evaluatie lekfrequenties en -scenario's voor atmosferische opslagtanks
[Technische nota]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving.
Protec Engineering. (2018). Probit overdruk. Onderzoek naar een probitfunctie voor letaliteit door overdruk
[Eindrapport TWOL-Project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving.
Prugh , R. (1988). Evaluation of unconfined vapour cloud explosion hazards. Proc. Int’l Conf. Vapor Cloud
Modelling. NY: AlChE.
Rew, P., & Hulbert, W. (1996). Development of pool fire thermal radiation model, Research Report No.
96/1996. HSE.
Reynolds, M. (1992). ALOHA (Areal Locations of Hazardous Atmospheres) 5.0 Theoretical Description.
Washington, USA: National Oceanic and Atmospheric Administry (NOAA).
RIVM. (2008). Handleiding Risicoberekeningen BEVI, versie 3.0.
RIVM. (2009). Handleiding Risicoberekeningen Bevi vs. 3.2.
RIVM. (2011). Concept rekenmethode voor stuwadoorsbedrijven.
RIVM. (2012, augustus 22). E-mail. Persoonlijke communicatie Paul Uijt de Haag .
RIVM. (2015, juni 18). e-mail. Persoonlijke communicatiePaul Uijt de Haag .
RIVM. (2015). Handleiding risicoberekeningen BEVI vs 3.3.
Rohlf, F., & Sokal, R. (1995). Statistical Tables, Third edition. State University of New York.
Ruimtelijke Planning. (2011). Ruimtelijk Structuurplan Vlaanderen. Brussel: Vlaamse overheid, Departement
Ruimtelijke Ordening, Woonbeleid en Onroerend Erfgoed. Opgehaald van
www.rsv.ruimtevlaanderen.be
Sertius . (2009). LV\090402, 27.04.2009.
Sertius. (2014). Project Unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek
Risicoberekeningen met gebruik van programmatuur 'Sertius' [Eindrapport TWOL-project]. Brussel:
Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina h
Sertius. (2015). Onderzoek naar een systeem voor het selecteren van relevante installaties voor een QRA
binnen Vlaanderen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu,
Natuur en Energie.
SGS. (2007). Actualisatie van de faalfrequenties in risicoberekeningen in Sevesobedrijven [Eindrapport TWOL-
project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
SGS. (2007b). Studie windturbines en veiligheid. Brussel: Vlaams EnergieAgentschap, Vlaamse overheid.
SGS. (2009). Domino-effecten van en naar Seveso-inrichtingen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse
overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
SGS. (2014). Project unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek
Risicoberekeningen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement
Leefmilieu, Natuur en Energie.
Sintef. (1997). Offshore Reliability Data (OREDA), 3rd edition. Noorwegen: Sintef Industrial Management.
Smith, D. (1985). Reliability and Maintainability in Perspective. London: Macmillan Press.
Smith, T., & Warwick, R. (1981). A Survey of Defects in Pressure Vessels in the UK for the Period 1962-78, and
its Relevance to Nuclear Primary Circuits, SRD Report R203. UKAEA Safety and Reliability Directorate.
Svensson, S. (1988). Reliability of Plate Heat Exchangers in the Power Industry. ASME/IEEE Power Generation
Conference.
Taylor. (2006). Hazardous Materials Release and Accident Frequencies for Process Plant. . Process Unit
Release Frequencies Volume II Version 1 Issue 7.
Taylor. (2010). The QRAQ Project Volume 4, Frequency of Releases and Accidents.
Thomas, P. (1963). The size of flames from natural fires. 9th Int. Combustion symposium, (pp. 844-859).
TNO. (1988). Leidraad risico-opleverende industriële activiteiten, Ongevalsbestrijding gevaarlijke stoffen.
TNO. (1993). Actualisatie van ongevalsfrequenties en vervolgkansen met betrekking tot vrijkomen van
gevaarlijke stoffen.
TNO. (2000). Overzicht schadeafstanden transportroutes gevaarlijke stoffen in de provincie Zeeland.
TNO. (2008). Risicoberekeningen van magazijnbranden van Sevesobedrijven [Eindrapport TWOL-project].
Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
TNO. (2017, januari 12). E-mail. Persoonlijke communicaite van Hans Boot.
Trijssenaar-Buhre. (2008). An advance model for spreading and evaporation of accidentally released
hazardous liquids on land. Valencia (Spain): ESREL 2008 & 17th SRA Europe Conference.
van den Berg, A. (1985). The multi-energy method: a framework for vapour cloud explosion blast prediction.
Journal of Hazardous Materials 12, 1-10.
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina i
van den Bosch, C. (2005). Chapter 3: Pool evaparation. In Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen 2 - Methods for
the calculation of physical effects due to the releases of hazardous materials (liquids and gases)
(Yellow Book). Den Haag: VROM.
van den Bosch, C., & Duijm, N. (2005). Chapter 2: Outflow and Spray release. In Publication Series on
Dangerous Substances 2 - Methods for the calculation of physical effects due to the releases of
hazardous materials (liquids and gases) (Yellow Book). Den Haag: VROM.
Van Der Auwera, L. (1991b). Statistics of Pasquill stability classes (part B, recalculated). Brussel: Koninklijk
Meteorologisch Instituut van België.
van Doormaal, J., & van Wees, R. (2005). Chapter 7: Rupture of Vessels. In Publication Series on Dangerous
Substances 2 - Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials
(liquids and gases). VROM.
van Doormaal, J., & van Wees, R. (2005). Publication Series on Dangerous Substances, Methods for the
calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids and gases) (Vol. Chapter
7: Rupture of Vessels). VROM.
Vandebroek, L. (2016, Augustus 29). Persoonlijke communicatie.
VITO. (1997). Onderzoek van berekeningsmethoden voor fysische effecten voor het incidenteel vrijkomen van
gevaarljke stoffen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap,
Departement Leefmilieu en Infrastructuur.
VITO. (1998). Bepaling van voor de mens toepasbare toxiciteitsgegevens bij inhalatie van gevaarlijke stoffen
in het kader van de veiligheidsrapportering [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid,
Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
VITO. (2000). Een herevaluatie van de toxiciteitsprobitfunctie van waterstofchloride [Eindrapport TWOL-
project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
VITO. (2005). Het opstellen van toxiciteitsprobitfuncties ten behoeve van het opstellen van
veiligheidsrapporten [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement
Leefmilieu, Natuur en Energie.
VITO. (2009). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties voor preparaten van gevaarlijke stoffen [Eindrapport
TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
VITO. (2017). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid,
Departement Leefmilieu, Natuur en Energie.
VITO. (2018). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties [Eindrapport TWOL-project, herziene versie]. Brussel:
Vlaamse overheid, Departement Omgeving.
Vlaams Verkeerscentrum. (2016, juli 1). Verkeersindicatoren. Opgehaald van
http://www.verkeerscentrum.be/verkeersinfo/verkeersindicatoren/overzicht
///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////
01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina j
VROM. (1997). Risico-analysemethodiek CPR-15 bedrijven. Den Haag.
VROM. (2005c). Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen 1, Methoden voor het bepalen van mogelijke schade aan
mensen en goederen door het vrijkomen van gevaarlijke stoffen (Groene Boek).
VROM. (2005d). Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen (PGS 2) - Methods for the calculation of physical effects
due to releases of hazardous materials (liquids en gases) (Yellow Book). Den Haag: Ministerie van
Verkeer en Waterstaat .
VROM. (2005e). Publication Series on Dangerous substances (PGS 3) - Guidelines for quantitative risk
assessment (Purple Book). Den Haag: Ministerie van Verkeer en Waterstaat.
VROM. (2007). Handreiking verantwoordingsplicht groepsrisico. Den Haag.
Wayne, F. (1990). An economical formula for calculating atmospheric infrared transmissivities. Journal of Loss
Prevention in the Process Industries 4, 86-92.
Webber, D. (1990). A model for pool spreading and vaporisation and its implementation in the computer code
G*A*S*P. AEA Technology.
Welker, J. (1976). Fire safety aboard LNG vessels, NTISAD/A – 030 619.
Westinghouse. (1998). Savannah River Site Generic Data Base Development (U), WSRC-TR-93-262, rev. 1.
Vlaamse overheid
Departement Omgeving
Afdeling Gebiedsontwikkeling, Omgevingsplanning en -projecten
Team Externe Veiligheid
Graaf de Ferrarisgebouw
Koning Albert II-laan 20 bus 8
1000 Brussel
E-mail: [email protected]
Website: www.omgevingvlaanderen.be
Top Related