6 Fuegos y Explosiones N

______________________________________________________________________________________ Seguridad de Procesos y Prevención de Pérdidas

6. FUEGOS Y EXPLOSIONES ________________________________________________________________________ 6.1 CONCEPTOS BASICOS Productos químicos presentan un peligro substancial debido a su potencial para evolucionar a fuegos y explosiones. La combustión de un galón de tolueno puede destruir un laboratorio normal de química en minutos, donde las personas presentes pueden fallecer. Las consecuencias potenciales de fuegos y explosiones en plantas piloto y en ambientes de plantas industriales pueden ser muy grandes. Los tres accidentes en plantas químicas son fuegos, explosiones y liberaciones tóxicas. Solventes orgánicos son la fuente más común de fuegos y explosiones en la industria química. Las pérdidas anuales en los Estados Unidos son estimadas en 150 millones de dólares (dólares de 1979). Pérdidas adicionales debidas a interrupción del negocio, que en primera instancia representan los costos ocultos con un accidente, se estima que pueden exceder los 150 millones de dólares. Para prevenir accidentes debidos a fuegos y explosiones, los ingenieros deben de familiarizarse con :

- Propiedades de fuego y explosión de los materiales - La naturaleza del proceso de fuego y explosión - Procedimientos para reducir los riesgos de fuego y explosión

Este capítulo cubre los tópicos de explosiones y fuegos , enfatizando en las definiciones y métodos de cálculo para estimar la magnitud y consecuencias de fuegos y explosiones. 6.1.1 El Triángulo del fuego Los elementos esenciales para la combustión son : combustible, oxidante y una fuente de ignición. Estos elementos son ilustrados en la Figura 6.1. El fuego o quema, es la oxidación exotérmica y rápida de un combustible incendiado. El combustible puede ser sólido, líquido o en forma de vapor, destacándose que los combustibles líquidos y vapor son más fáciles de encender. La combustión siempre ocurre en fase de vapor, los líquidos volatilizan y los sólidos se descomponen en vapor antes de su combustión.

Cuando un combustible, el oxidante y la fuente de ignición están presentes en los niveles adecuados, la quema puede ocurrir. Esto significa que un fuego puede no ocurrir si : (1) el combustible no está presente o está presente en cantidades que no son suficientes, (2) el oxidante no está presente o está presente en pequeñas cantidades y (3) la fuente de ignición no está presente o el contenido energético no es suficiente para iniciar el fuego.

6. Fuegos y Explosiones __________________________________________________________________________________


215

Los dos ejemplos comunes de los tres componentes del triángulo del fuego son : madera, aire y un cerillo; gasolina, aire y una chispa. Sin embargo, otras combinaciones menos obvias de químicos pueden llevar a fuegos y explosiones. Varios combustibles, oxidantes y fuentes de ignición comunes en la industria química son :

Combustibles

Líquidos Gasolina, acetona, éter, pentano Sólidos Plásticos, polvo de madera, fibras, partículas metálicas Gases Acetileno, propano, monóxido de carbono, hidrógeno

Oxidantes

Gases Oxígeno, Flúor, Cloro Líquidos Peróxido de hidrógeno, ácido nítrico, ácido perclórico Sólidos Peróxidos metálicos, nitrito de amonio

Fuentes de Ignición

Chispas, flama directa, electricidad estática, calor

Figura 6.1 El Triángulo del Fuego

Aire (oxígeno) Combustible

Fuente de ignición

Fuego : Cuando los tres lados se conectan

No Fuego : Cuando alguno de los lados no se conecta

FUEGO



216

6.1.2 Diferencia entre fuego y explosión La principal distinción entre fuego y explosión es la velocidad de liberación de energía. Un fuego libera energía lentamente, en cambio en una explosión la liberación de energía se realiza muy rápido, con tiempos del orden de los microsegundos. Los fuegos pueden tener su origen en explosiones y explosiones pueden tener su origen en fuegos.

Un buen ejemplo de cómo la liberación de energía afecta las consecuencias de un accidente con una llanta normal de automóvil. El aire comprimido en la llanta contiene energía. Si la energía es liberada lentamente a través de un orificio, la llanta se desinfla lentamente. Si la llanta sufre una ruptura, toda le energía contenida en la misma es liberada rápidamente, evolucionando a una explosión peligrosa. 6.1.3 Definiciones Algunas de las definiciones comúnmente relacionadas con fuegos y explosiones son dadas a continuación.

Combustión o Fuego: Es una reacción química en la cual una substancia se combina con un agente oxidante y libera energía. Parte de la energía liberada es utilizada para sostener la reacción.

Ignición: Ignición de una mezcla flamable puede ser causada cuando la mezcla entra en contacto con una fuente de ignición con energía suficiente o cuando un gas reacciona a una temperatura alta para causar que el gas evolucione a su autoignición.

Temperatura de autoignición (AIT): Es la temperatura a la cual una mezcla flamable es capaz de extraer energía del ambiente para su propia ignición. Flash Point (FP): El flash point de un líquido es la temperatura más baja a la cual, el mismo puede generar suficiente vapor para formar una mezcla que se puede encender con el aire. Al flash point, el vapor puede quemarse, pero durante poco tiempo. El flash point generalmente se incrementa con un incremento en la presión. Diferentes métodos experimentales pueden utilizarse para determinar el flash point. Cada método produce valores diferentes; los dos métodos más comunes son copa abierta y copa cerrada, dependiendo de la configuración física del equipo. El flash point a copa abierta es generalmente mayor en pocos grados al de copa cerrada. Fire Point : Es la temperatura más baja para la cual un vapor por encima de un líquido continua quemándose una vez que se enciende; la temperatura del fire point es por lo general mayor a la del flash point para el mismo material.



217

Limites de Inflamabilidad (LFL y UFL): Las mezclas de vapor – aire pueden solamente encenderse y quemarse dentro de un rango especificado de composiciones. La mezcla no puede quemar cuando la composición es más baja que el límite bajo de inflamabilidad (lower flammable limit, LFL); por otro lado la mezcla no es combustible cuando la composición es demasiado rica, es decir por encima del límite alto de inflamabilidad (upper flammable limit, UFL). Una mezcla solo es flamable cuando la composición se encuentra entre el LFL y el UFL. Las unidades comúnmente utilizadas son % volumen de combustible. Los límites bajo de explosividad (LEL) y límite alto de explosividad (UEL) son utilizados de manera indistinta a los LFL y UFL. Explosión: Es una expansión rápida de gases evolucionando a un rápido movimiento de la presión, onda de sobrepresión u onda de choque. La expansión puede ser mecánica (vía ruptura del recipiente presurizado) o puede ser el resultado de una reacción química rápida. Los daños debidos a una explosión son causados por la onda de choque u onda de sobrepresión. Explosión mecánica: Es una explosión debida a la falla súbita de un recipiente conteniendo gas no reactivo a alta presión. Deflagración: Es una explosión con una onda de choque resultante moviéndose a una velocidad menor que la velocidad del sonido en un medio no reactivo. Detonación: Es una explosión con una onda de choque resultante moviéndose a una velocidad mayor que la velocidad del sonido en un medio no reactivo Explosión confinada (CE’s): Es una explosión que ocurre en un recipiente o un edificio, lo último es más común y regularmente se traduce en lesiones a los habitantes del edificio y un daño extenso. Explosión no confinada (UE’s): Es una explosión que ocurre en ambientes abiertos. Este tipo de explosiones usualmente evolucionan a partir de la fuga de gases inflamables. El gas se dispersa y se mezcla con el aire hasta alcanzar una fuente de ignición. Las explosiones no confinadas son menos comunes que las explosiones confinadas puesto que el material explosivo se esperaría que se diluyera por debajo de LFL por dispersión en el viento. Estas explosiones son más destructivas debido a que grandes cantidades de gas en áreas muy grandes pueden estar involucradas. Explosión de vapores expandidos de líquidos en ebullición (BLEVE’s, Boiling Liquid Expanding Vapor Explosions): Una BLEVE se presenta si el recipiente que contiene un líquido con una temperatura debajo de su temperatura normal de ebullición sufre una ruptura. La subsecuente BLEVE es la vaporización explosiva de una gran fracción del material contenido en el recipiente, seguida por la combustión o explosión de la nube vaporizada si esta es combustible. Este tipo de explosiones ocurre cuando un fuego externo calienta el contenido del tanque (material volátil); como el contenido del tanque se calienta, la presión vapor del líquido en el tanque se incrementa y la integridad



218

estructural del tanque se reduce debido al calentamiento. Si el tanque sufre ruptura el líquido caliente volatiliza explosivamente. Explosión de polvos: Esta explosión resulta a partir de la combustión rápida de partículas finas de sólidos. Muchos materiales sólidos (incluyendo metales comunes tales como hierro y aluminio) pueden ser muy inflamables cuando se reducen a polvo fino. Onda de choque: Una onda presión moviéndose a través del gas. Una onda de choque en aire abierto es seguida de un fuerte viento; la onda de choque combinada con viento es denominada onda explosiva. La presión se incrementa en la onda de choque rápidamente haciendo al proceso adiabático. Sobrepresión: La presión de un objeto como resultado de un impacto de la onda de choque. 6.1.4 Características de inflamabilidad de líquidos y vapores Las características de inflamabilidad de algunos materiales químicos están listadas en la Tabla 6.1. 6.1.4.1 Líquidos El flash point (FP) es una de las principales propiedades físicas utilizadas para determinar los riesgos de fuego y explosión de líquidos. Los flash point de componentes puros son fácilmente determinados de manera experimental. La Tabla 6.1 lista algunos valores. Los flash point de mezclas multicomponente pueden estimarse si al menos un componente es flamable y su flash point es conocido. En este caso la temperatura de flash point es estimada por determinar la temperatura a la cual la presión vapor del material flamable en la mezcla es igual a la presión de vapor del componente puro a su flash point, tal y como muestra la Figura 6.2. 6.1.4.2 Vapores Los límites de inflamabilidad para vapores son determinados experimentalmente en un recipiente cerrado especialmente diseñado tal y como se muestra en la Figura 5. Mezclas de vapores y aire de concentraciones conocidas son puestos en el equipo e incendiados. La presión máxima de explosión es medida. Esta prueba se repite con diferentes concentraciones para establecer un rango de inflamabilidad para un gas específico. La Figura 6.3 muestra los resultados de cada una de las pruebas; la substancia en particular tiene un LFL de 2.2 % y un UFL de 7.8 %.



219

TABLA 6.1 CARACTERISTICAS DE INFLAMABILIDAD DE LIQUIDOS Y GASES

Compuesto Flash Point ° F

LFL %

UFL %

Temperatura de autoignición, °F

Acetato de metilo 15 3.1 16 935 Acetona 0.0* 2.5 13 1000 Acetileno Gas 2.5 100 -- Alcohol etílico 55 3.3 19 793 Alcohol isopropílico 53* 2.0 12 850 Alcohol metílico 54* 6 36 867 Acroleína -14.8 2.8 31 -- Acriolonitrilo 32 3.0 17 -- Anilina 158 1.3 11 -- Benceno 12.0** 1.3 7.9 1044 Butano -76 1.6 8.4 761 Ciclohexano -1** 1.3 8 473 Clorobenceno 85** 1.3 9.6 1180 Cloruro de metilo 32 8.1 17.4 1170 Diborano Gas 0.8 88 -- Dicloruro de propileno 61 3.4 14.5 1035 Dioxano 53.6 2.0 22 -- Estireno 87** 1.1 7.0 914 Etano -211 3.0 12.5 959 Eter etílico -49.0* 1.9 36.0 180 Eter isopropílico 0 1.4 7.9 830 Etileno Gas 2.7 36.0 914 Fenol 174 1.8 8.6 -- Formaldehído -- 7.0 73 -- Gasolina -45.4 1.4 7.6 -- Heptano 24.8 1.1 6.7 -- Hexano -15 1.1 7.5 500 Hidrógeno Gas 4.0 75 1075 Metano -306 5 15 1000 Metil etil cetona 24* 1.4 11.4 960 Metil isobutil cetona 73 1.2 8.0 860 Metil metacrilato 50* 1.7 8.2 790 Metil propil cetona 45 1.5 8.2 941 Monóxido de carbono Gas 12.5 74 -- Nafta -57 1.2 6.0 550 Octano 55.4 1.0 6.5 -- Oxido de etileno -20* 3.0 100 800 Oxido de propileno -35 2.3 36 869 Pentano -40 1.51 7.8 588 Propano Gas 2.1 9.5 -- Propileno -162 2.0 11.1 927 Tolueno 40 1.2 7.1 997

• flash point a copa abierta ** flash point a copa cerrada



220

Figura 6.2 Presión vapor de saturación para metanol

Figura 6.3 Límites de inflamabilidad de un vapor típico



221

6.1.4.3 Mezclas de vapores1

Frecuentemente los LFL’s y UFL’s para mezclas son necesarios. Estos límites

para mezclas son calculados utilizando la ecuación de Le Chatelier2:

Donde: LFLi : Límite bajo de inflamabilidad del componente i , % Vol. de i en combustible y aire yi : Fracción mol del componente i sobre la base combustible n : Número de especies combustibles Similarmente:

Donde: UFLi : Límite alto de inflamabilidad del componente i , % Vol. de i en combustible y

aire

La ecuación de Le Chatelier’s es una ecuación empírica la cual no es universalmente aplicable. Las limitaciones de la misma son mencionadas en la literatura3. _________________________________ 1 Bodurtha, F.T. ; Industrial Explosion Prevention and Protection ; Mc Graw Hill Co.; New York, N.Y. (1980) 2 Le Chatelier, H. ; “Estimation of Firedamp by Flammability Limits “; Ann. Mines ; Vol. 19 (1891) 3 U.S. Bureau of Mines Bulletin 503, p. 6 (1952)

(6.1)

LFLy

1 LFL n

1 i i

imezcla

∑=

=

(6.2)

UFLy

1 UFL n

1 i i

imezcla

∑=

=



222

6.1.4.4 Dependencia de los límites de inflamabilidad de la temperatura En general, el rango de inflamabilidad se incrementa con la temperatura4. Las siguientes ecuaciones empíricas se han derivado y están disponibles para vapores:

Donde: ∆Hc : Calor de combustión neto, kcal / mol T : Temperatura, ºC 6.1.4.5 Dependencia de los límites de inflamabilidad de la presión La presión tiene un efecto muy pequeño sobre los límites de inflamabilidad, excepto a bajas presiones (< 50 mm Hg abs.), donde las flamas no se propagan. El UFL se incrementa significativamente cuando la presión se incrementa, afectando el rango de inflamabilidad. Una expresión empírica para el UFL para vapores como una función de la presión está disponible5.

Donde :

P : Presión, megapascals abs. UFL : Límite alto de inflamabilidad, % Vol. de combustible más aire a 1 atm. 6.1.4.6 Estimación de límites de inflamabilidad

Para algunas situaciones puede ser necesario estimar los límites de inflamabilidad sin datos experimentales. Los límites de inflamabilidad pueden ser estimados, aunque la determinación experimental es siempre recomendada.

_________________________________ 4 Zabetakis, M.G., Lambiris, S. and Scott, G.S.; “ Flame Temperatures of Limit Mixtures”; Seventh

Symposium on Combustion ; Butterworths; London (1959) 5 Zabetakis, M.G.; “Fire and Explosions Hazards at Temperature and Pressure Extremes”; AIChE – Inst. Chem. Engr. Symp., Ser. 2, Chem. Engr. Extreme Cond. Proc. Symp.; (1965)

(6.5) 1) P(log 20.6 UFL UFL P ++=

(6.3) H

25) - T ( 0.75 - 1 LFL LFLc

25T ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡∆

=

(6.4) H

25) - T ( 0.75 1 UFL UFLc

25T ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡∆

+=



223

Jones6 encontró que para muchos vapores de hidrocarburos, LFL y UFL son una función de la concentración estequiométrica (Cst) de combustible:

Donde: Cst : % volumen de combustible más aire. La concentración estequiométrica para productos orgánicos puede determinarse utilizando la reacción general de combustión:

Para la cual la estequiometría marca:

Donde z tiene unidades de moles de O2 / mol de combustible

Relaciones estequiométricas adicionales y cambios de unidades para determinar Cst como función de z son:

_________________________________ 6 Jones, G.W.; “Inflammation limits and Their Practical Application in Hazardous Industrial Operations”; Chem. Rev.; Vol. 22, N° 1, pp. 1-26 (1938)

0.21z 1

100

ecombustibl de molesO moles

0.21

1 1

100

ecombustibl de molesaire moles 1

100

100 aire de moles ecombustibl moles

ecombustibl moles C

2

St

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

=

×+

=

(6.7) C 3.50 UFL

(6.6) C 0.55 LFL

St

St

=

=

(6.8) O H2x CO m O z O HC 222yxm +→+

2y -

4x m z +=



224

Sustituyendo z y aplicando en las ecuaciones (6.6) y (6.7) se obtiene:

6.1.5 Concentración mínima de oxígeno (MOC) e inertización

Los límites de inflamabilidad están basados en la cantidad de combustible en aire. Sin embargo, el oxígeno es el ingrediente clave y se requiere una concentración de oxígeno mínima para propagar la flama. Esto es un resultado especialmente útil, porque las explosiones y fuegos son prevenibles al reducir la concentración de oxígeno. Este concepto es la base de un procedimiento comúnmente utilizado en la industria y que se conoce como inertización.

Por debajo de la MOC, la reacción no puede generar energía para calentar la mezcla de gases (incluyendo los inertes) en la cantidad requerida para propagar la flama. La MOC tiene unidades de % de oxígeno en aire más combustible. Si datos experimentales no están disponibles, la MOC puede estimarse utilizando la estequiometría de la reacción de combustión y los límites de inflamabilidad. Este procedimiento puede manejarse con muchos hidrocarburos.

6.1.6 Energía de Ignición7

La energía mínima de ignición (MIE) es la entrada mínima de energía requerida para iniciar la combustión. Todos los materiales inflamables (incluyendo polvos) tienen energías mínimas de ignición. La MIE depende del químico específico o la mezcla, concentración, presión y temperatura. Unos pocos valores de MIE están presentados en la Tabla 6.2.

Los datos experimentales indican que: • La energía mínima de ignición (MIE) decrece con un incremento en la

presión. • La energía mínima de ignición (MIE) de polvos en general son a niveles de

energía, comparables a gases combustibles. • un incremento en la concentración de nitrógeno incrementa la energía mínima

de ignición (MIE). ____________________________________________ 7 P. Field, Dust Explosions, Elsevier, Amsterdam (1982)

(6.10) 1 y 2.38 -x 1.19 m 4.76

(100) 3.50 UFL

(6.9) 1 y 2.38 -x 1.19 m 4.76

(100) 0.55 LFL

++=

++=



225

Muchos hidrocarburos tienen MIE’s cercanos a 0.25 mJ. Esto es bajo comparado con fuentes de ignición. Por ejemplo, una descarga estática de 22 mJ es iniciada por caminar sobre una alfombra y una chispa ordinaria tiene una energía de descarga de 25 mJ. Descargas electrostáticas, como resultado del flujo de fluidos, también tienen niveles de energía que exceden la MIE de materiales inflamables y pueden proveer una fuente de ignición, contribuyendo a explosiones en plantas.

TABLA 6.2 ENERGIAS MINIMAS DE IGNICION8

Combustible Presión (atm)

Energía mínima (mJ)

Metano 1 0.29 Propano 1 0.26 Heptano 1 0.25 Hidrógeno 1 0.03 Propano (% mol) [ O2 / (O2+N2)]

1.0 1 0.004 0.5 1 0.012 0.21 1 0.150 1.0 0.5 0.01 Polvo de almidón -- 0.3 Polvo de Hierro -- 0.12

6.1.7 Autoignición

La temperatura de autoignición (AIT) de un vapor, algunas veces llamada la temperatura de ignición espontánea (SIT), es la temperatura a la cual el vapor se enciende espontáneamente a partir de la energía del medio ambiente. La temperatura de autoignición es una función de la concentración del vapor, volumen del vapor, presión del sistema, presencia de material catalítico y condiciones de flujo. Es esencial el determinar la AIT a condiciones tan cercanas como sean posibles a las del proceso.

La composición afecta la AIT; mezclas ricas en composición tienen una alta AIT. Volúmenes del sistema grandes decrecen la AIT; un incremento en la presión decrece la AIT y un incremento en la concentración de oxígeno decrece la AIT. Una fuerte dependencia de la concentración ilustra la importancia de manejar excesivo cuidado al usar datos de AIT. Datos de AIT son presentados en la Tabla 6.1. ____________________________________ 8 (Zabetakis, M.G.; “Flammability Characteristics of Combustible Gases and Vapors”; U.S. Bureau of Mines Bulletin 627; USNT AD 701, 576 (1965)



226

6.1.8 Autoxidación

La autoxidación es el proceso de oxidación lenta acompañada por evolución de calor, algunas veces llevando a autoignición si la energía no es removida a partir del sistema. Líquidos con relativamente baja volatilidad son particularmente susceptibles a este problema. Líquidos con alta volatilidad son menos susceptibles a la autoignición debido a que se enfrían a sí mismos como resultado de la evaporación. Muchos fuegos son iniciados como resultado de autoxidación, referido como combustión espontánea. Algunos ejemplos de autoxidación con potencial para combustión espontánea incluyen:

• Aceites almacenados en áreas muy calientes. • Aislamiento sobre tuberías de vapor saturado con ciertos polímeros. • Filtro ayuda saturado con ciertos polímeros, Casos han sido registrados donde

residuos de filtro ayuda de diez años se han encendido cuando el material de rellenos ha sido removido, llevando a autoxidación y eventual autoignición.

Estos ejemplos ilustran porque se deben tener precauciones especiales para prevenir fuegos debido a autoxidación y autoignición. 6.1. 9 Compresión adiabática Formas adicionales de ignición es la compresión adiabática. Por ejemplo, la gasolina y el aire en un pistón en un automóvil puede encenderse si los vapores son comprimidos a una temperatura adiabática la cual excede la temperatura de autoignición. Esta es la causa del golpe de preignición en motores los cuales continúan trabajando muy calientes o muy cargados. Es también la razón por la cual motores sobrecalentados continúan trabajando después de que la ignición se ha apagado.

Diversos accidentes son causados por vapores inflamables que son succionados por la admisión de aire a los compresores, compresión subsecuente resulta en autoignición. Un compresor es particularmente susceptible de autoignición si el post-enfriador falla. Medidas de seguridad deben incluirse en diseño de procesos para prevenir fuegos indeseables debidos a compresión adiabática. El incremento de temperatura adiabática para un gas ideal puede ser calculado a partir de la ecuación termodinámica de compresión adiabática:

Donde: Tf : Temperatura final absoluta Ti : Temperatura inicial absoluta Pf : Presión final absoluta Pi : Presión inicial absoluta

γ = Cp / Cv

(6.11) PP

T T

1 -

i

fif

γγ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=



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6.1.10 Fuentes de Ignición9

Como ilustra el triángulo del fuego, los fuegos y explosiones son prevenibles por la eliminación de las fuentes de ignición. Varias fuentes de ignición han sido tabuladas para cerca de 25,000 fuegos por la Factory Mutual Engineering Corporation (USA) y se sumarizan en la Tabla 6.3. Las fuentes de ignición son numerosas; por consecuencia es imposible el identificar y eliminar la totalidad de ellas. La principal razón para adicionar un inerte a un líquido flamable, por ejemplo, es para prevenir un fuego o explosión a partir de una fuente de ignición no identificada. Todas las fuentes de ignición probablemente no sean identificadas, por lo que los ingenieros deberán continuar trabajando en la identificación y eliminación de estas.

Algunas situaciones especiales pueden ocurrir cuando en una instalación de proceso sea imposible evitar mezclas inflamables. En estos casos a través de un análisis de seguridad se pueden eliminar todas las posibles fuentes de ignición en cada una de las unidades donde se presenten gases inflamables.

La eliminación de fuentes de ignición con grandes probabilidades de ocurrencia (Tabla 6.3) debe de prestárseles gran atención. Combinaciones entre fuentes de ignición también son posibles y deben ser investigadas. El objetivo es eliminar o minimizar las fuentes de ignición puesto que la probabilidad de fuego y/o explosión se incrementa rápidamente conforme el número de fuentes de ignición se incrementan. El esfuerzo requerido aumenta en función del tamaño de la planta y las fuentes potenciales de ignición pueden ser miles.

TABLA 6.3 FUENTES DE IGNICION DE FUEGOS MAYORES ( Accident Prevention Manual for Industrial Operations ; National Safety Council;

Chicago (1974)

Eléctricas (operación de motores) 23 % Fumar 18% Fricción (acoplamientos o partes rotas) 10 % Materiales sobrecalentados (Temperaturas anormalmente altas) 8 % Superficies calientes (calor a partir de calderas, lámparas, etc.) 7 % Flamas en combustión (inadecuado uso de antorchas, etc.) 7 % Chispas de combustión (chispas) 5 % Ignición espontánea 4 % Cortar y soldar (chispas, arcos, calor, etc.) 4 % Exposición (fuego saltando a nuevas áreas) 3 % Incendiarismo (fuegos provocados intencionalmente) 3 % Chispas mecánicas (esmeriles, molinos, etc.) 2 % Substancias Molten (derrames calientes) 2 % Acción química (procesos fuera de control) 1 % Chispas de electricidad estática (liberación de energía acumulada) 1 % Rayos (donde no se usan pararrayos) 1 % Misceláneas 1 %

______________________________________________

9 Accident Prevention Manual for Industrial Operations ; (Chicago: National Safety Council, 1974)



228

6.1.11 Sprays y neblinas10

La electricidad estática es generada cuando sprays y neblinas pasan a través de orificios. Una carga puede acumularse y descargar en una chispa. Si vapores inflamables están presentes, un fuego o explosión puede ocurrir. Neblinas o aerosoles y sprays también afectan los límites de inflamabilidad11. Para suspensiones con diámetros de gotas menores a 0.10 mm, el límite bajo de inflamabilidad es virtualmente el mismo que la substancia en forma de vapor. Esto es cierto aún a bajas temperaturas donde el líquido es no volátil y vapor no está presente. Neblinas de este tipo se forman por condensación. Para neblinas o aerosoles formadas mecánicamente con diámetros de gota entre 0.01 mm y 0.2 mm el límite bajo de inflamabilidad decrece conforme el diámetro de la gota se incrementa, el límite bajo de inflamabilidad es menor en aproximadamente una décima parte del valor normal de LFL. Esto es importante cuando se inertiza en presencia de neblinas o aerosoles.

Cuando sprays tienen diámetros de gota entre 0.6 y 1.5 mm, la propagación de la flama es imposible. En esta situación, sin embargo, la presencia de pequeñas gotas y/o perturbaciones las cuales puedan llevar a grandes gotas, pueden crear una condición peligrosa.

6.1.12 Explosiones El comportamiento de una explosión depende de una gran cantidad de parámetros.

Un sumario de los parámetros más importantes es mostrado en la Tabla 6.4.

TABLA 6.4 PARAMETROS QUE AFECTAN SIGNIFICATIVAMENTE EL COMPORTAMIENTO DE EXPLOSIONES

1 Temperatura ambiente 2 Presión ambiente 3 Composición del material explosivo 4 Propiedades físicas del material explosivo 5 Naturaleza de las fuentes de ignición : tipo, energía y duración 6 Geometría de los alrededores : confinada o no confinada 7 Cantidad de material combustible 8 Turbulencia del material combustible 9 Tiempo después de la ignición 10 Velocidad con la cual el material es liberado

______________________________________________

10 Frank P. Lees ; Loss Prevention in the Process Industries ; Butterworths, Boston (1980) 11 Borgoyne, J.H. ; “ The Flammability of Mists and Sprays “; Chemical Process Hazards ; Vol. 2; p.1 (1965)



229

El comportamiento de una explosión es muy difícil de caracterizar. Muchas aproximaciones al problema han sido hechas para entenderlo, incluyendo estudios teóricos, semiempíricos y empíricos. A pesar de estos esfuerzos, el comportamiento de una explosión no ha sido completamente entendido. El ingeniero en la práctica, deberá extrapolar resultados de forma cuidadosa manejando para todos sus diseños un cuidadoso “margen de seguridad”.

6.1.13 Detonación y deflagración

Las explosiones se pueden clasificar en detonaciones y deflagraciones; la diferencia depende de la velocidad de la onda de choque que se genera a partir de la explosión. Suponiendo que una mezcla combustible es puesta en una tubería grande. Una pequeña chispa, flama o alguna otra fuente de ignición inicia la reacción en uno de los extremos de la tubería. Después de la ignición, una flama o frente de reacción se mueve por la tubería. Adelante del frente de flama se tiene la onda de choque u onda de presión como se muestra en la Figura 6.4. Si la onda de presión se mueve más rápidamente que la velocidad del sonido en el medio no reaccionado la explosión es una detonación; si se mueve a una velocidad menor a la velocidad del sonido la explosión es una deflagración.

La combustión de la mezcla de gasolina y aire en un motor de combustión interna es una deflagración, aún cuando el proceso de combustión completo ocurre en aproximadamente 1/300 de segundo. Una detonación ocurre más rápidamente, siendo este tiempo aproximadamente 1/10,000 de segundo.

La onda de choque es debida a la expansión de los gases por la reacción. Esta es causada por los cambios estequiométricos (cambio en el número de moles) o efectos de expansión térmica.



230

Figura 6.4 Frentes de reacción y presión propagándose a través de una

tubería Las relaciones entre la onda de choque y el frente de reacción determinan si

ocurrirá una deflagración o una detonación. Para deflagraciones, el incremento de presión es típicamente de algunas atmósferas, para una detonación comparativamente es 10 veces o más. Si el frente de flama o reacción depende de la difusión molecular o turbulenta entonces la velocidad de liberación de energía es limitada por la transferencia de masa. El resultado puede ser de un movimiento del frente de flama o reacción relativamente lento. Esto es típico de deflagraciones con frentes moviéndose lentamente y por debajo de la velocidad del sonido.

Son muy diversos los mecanismos que pueden llevar a una detonación. El ingrediente esencial es que la energía sea liberada en un período de tiempo muy corto en un volumen muy pequeño para producir una presión inicial u onda de choque significativa. Dos mecanismos han sido propuestos para describir cada evento. En el primer mecanismo llamado mecanismo térmico, la temperatura del gas se incrementa por la reacción llevando a una autoaceleración de la velocidad de reacción. En el segundo mecanismo llamado mecanismo de cadena ramificada, radicales libres reactivos o “centros” son rápidamente incrementados en número por una reacción elemental. Típicamente un radical libre que participa en la reacción produce dos radicales libres. Ambos mecanismos pueden contabilizar el comportamiento explosivo. Una deflagración puede evolucionar a una detonación. Esto es particularmente común en tuberías pero poco común en recipientes o espacios abiertos. En un sistema de tuberías, la energía a partir de una deflagración puede retroalimentar a una onda de presión, resultando en un incremento en la presión adiabática. La presión se incrementa y el resultado es una detonación completa.

Dirección de lapropagaciónGASES

REACCIONANDO

GASESNOREACCIONADOS

ZONA DE REACCION• Energía liberada• Cambio en el número de moles

PRESION DE LA ONDA DE CHOQUE• Gases no combustionados comprimidos y calentados



231

6.1.13 Explosiones confinadas (CE, Confined Explosions) Una explosión confinada ocurre en un espacio confinado, tal como un recipiente

de reacción o un edificio. Los dos escenarios más comunes de explosión confinada involucran vapores explosivos y polvos explosivos. Estudios empíricos muestran que la naturaleza de una explosión es una función de diversas características determinadas experimentalmente. Estas características dependen del material explosivo usado e incluyen los límites de inflamabilidad o explosividad, la velocidad del incremento de presión después de que la mezcla se incendia y la presión máxima después de la ignición. Estas características se muestran en las Figuras 6.5 y 6.6.

Aparatos para explosión de vapores: El aparato utilizado para determinar la

naturaleza explosiva de vapores es mostrado en la Figura 6.5. El procedimiento de prueba incluye : 1) evacuar y purgar el recipiente, 2) ajustar la temperatura, 3) ingresar los gases midiéndolos para obtener la mezcla adecuada, 4) encender la mezcla con una chispa y 5) medir la presión como una función del tiempo. Después de la ignición la onda de presión se mueve a través del recipiente hasta que colisiona con las paredes; la reacción se termina en las paredes. La presión en el recipiente es medida por un transductor localizado sobre la pared externa. Una gráfica típica de presión contra el tiempo es mostrada en la Figura 6.6. Experimentos de este tipo usualmente resultan en deflagraciones con unas pocas atmósferas de incremento en la presión. La velocidad de incremento en la presión es indicativa de la velocidad de propagación del frente de flama y así la magnitud de la explosión. La velocidad de presión o pendiente es calculada al punto de inflexión de la curva de presión como se muestra en la Figura 6.6. El experimento es repetido a diferentes concentraciones. La velocidad de presión y la presión máxima para cada corrida son graficadas contra la concentración. La presión máxima y la velocidad máxima del incremento de presión son determinadas. Típicamente, la presión máxima y la velocidad de presión se presentan en un cierto rango de inflamabilidad (pero no necesariamente a la misma concentración). Utilizando este conjunto de experimentos relativamente simples, las características explosivas son completamente establecidas; para los diagramas presentados los límites de inflamabilidad están entre 2% y 8%, la presión máxima es de 7.4 bar y la velocidad máxima del incremento de presión es 360 bar/seg.

Aparatos para explosión de polvos: El aparato experimental utilizado para

caracterizar la naturaleza explosiva de polvos es mostrado en la Figura 6.8. El dispositivo es muy similar al aparto para explosiones de vapores, con la excepción de un mayor volumen y la adición de un contendor de la muestra y un anillo de distribución, el cual asegura un adecuado mezclado del polvo antes de su ignición. El procedimiento experimental es como sigue. La muestra de polvo es colocada en el recipiente de muestra. El sistema de computadora abre la válvula solenoide y el polvo es impulsado por presión de aire pasando a través del anillo de distribución al interior del recipiente. Después de un retrazo de milisegundos para asegurar un adecuado mezclado y distribución el polvo se enciende. La computadora mide la presión como una función del tiempo utilizando transductores de alta y baja presión. El aire utilizado para conducir el polvo dentro de la esfera es cuidadosamente medido para asegurar una presión de una atmósfera. (0.987 bar) en la esfera al momento de la ignición. Los datos son colectados



232

y analizados en la misma forma que para vapores, la presión máxima y la velocidad máxima de incremento de presión son evaluadas así como los límites de inflamabilidad.

Figura 6.5 Aparato de prueba para datos de explosión de vapores

Figura 6. 6 Comportamiento típico de datos de presión contra el tiempo en

una explosión de vapores



233

Características de explosión: Las características determinadas utilizando los

aparatos experimentales para explosiones de polvos y vapores son utilizados de la siguiente forma:

1. Los límites de inflamabilidad o explosividad son usados para determinar las concentraciones seguras o la cantidad de inerte requerida para controlar las concentraciones en regiones seguras.

2. La velocidad máxima de incremento en la presión es un indicador de la robustez de una explosión. Así, el comportamiento explosivo de diferentes materiales puede ser comparado sobre una base relativa. Es también utilizada para diseñar un venteo para alivio de un recipiente durante una explosión antes de que el recipiente sufra ruptura o establecer el intervalo de tiempo para adicionar un material supresor de explosión (agua, dióxido de carbono) para parar el proceso de combustión.

Una gráfica del logaritmo de la pendiente de la presión máxima contra el

logaritmo del volumen del recipiente lleva a linealizar con una pendiente –1/3 como se muestra en la Figura 6.9. Esta relación se denomina “Ley Cúbica”:

Donde Kg y K St son llamados índices de deflagración para gas y polvo

respectivamente. Conforme la robustez de una explosión se incrementa, los índices de deflagración Kg y K St se incrementan. La ley cúbica establece que el frente de presión se incrementa al propagarse a través de un recipiente grande. Unos pocos valores de Kg y K

St están dados en las Tablas 6.5 y 6.6. Los polvos son clasificados en cuatro clases dependiendo del valor de su índice de deflagración. Estas clases son mostradas en la Tabla 6.6.

(6.12) K constante VdtdP g

1/3

max

==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

(6.13) K constante VdtdP St

1/3

max

==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛



234

TABLA 6.5 VALORES PROMEDIO DE Kg PARA GASES ( Bartknecht, W.;

Explosions ; Springer-Verlag; New York (1981)).

Gas Kg (bar-m/seg)

Metano 55 Propano 75

Hidrógeno 550 Nota: Las pruebas se corrieron a condiciones ambiente con una energía de ignición de 10 Joules.

TABLA 6.6 VALORES PROMEDIO DE KSt PARA POLVOS ( Bartknecht,

W.; Explosions ; Springer-Verlag; New York (1981)).

Polvo Pmax bar

K St bar-m /

seg

PVC 6.7 – 8.5 27 - 98 Leche en polvo 8.1 – 9.7 58 - 130 Polietileno 7.4 – 8.8 54 - 131 Azúcar 8.2 – 9.4 59 - 165 Polvo de resina 7.8 – 8.9 108 - 174 Carbón 8.1 – 10.0 93 - 176 Polvo de madera 7.7 – 10.5 83 - 211 Celulosa 8.0 – 9.8 56 - 229 Pigmentos 6.5 – 10.7 28 - 344 Aluminio 5.4 – 12.9 16 - 750

Clases St para polvos

Indice de deflagración ,

K St

Clase St

0 St – 0 1 - 200 St – 1

200 – 300 St – 2 > 300 St – 3



235

Las ecuaciones (6.12) y (6.13) son utilizadas para estimar las consecuencias de una explosión en un espacio confinado, tal como un recipiente o un edificio.

Los subíndices “en recipiente” son para el reactor o edificio. El subíndice

“experimental” aplica para datos determinados en el laboratorio utilizando aparatos para explosión de vapores o polvos. La ecuación (6.14) lleva a resultados experimentales a partir de aparatos de explosiones de polvos o vapores para ser aplicados en la determinación del comportamiento explosivo de materiales en edificios o recipientes de proceso. Los constantes Kg y K St no son propiedades físicas del material porque dichos índices dependen de: a) la composición de la mezcla, b) el mezclado en el recipiente, c) la forma del recipiente y d) la energía de la fuente. Se hace necesario por lo tanto correr experimentos tan cerca como sea posible a las condiciones reales del escenario bajo consideración.

Estudios experimentales indican que la máxima presión de explosión usualmente no es afectada por cambios en el volumen y la presión máxima y la velocidad máxima de presión son linealmente dependientes de la presión inicial. Esto se muestra en la Figura 6.10. Cuando la presión inicial se incrementa, se tiene un punto donde la deflagración se transforma en detonación, como muestra la Figura 6.11. Las elevaciones en las curvas son indicativas de una detonación.

(6.14) V dtdP V

dtdP

alexperiment

1/3

maxrecipiente en

1/3

max⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛



236

Figura 6.10 Efectos de la presión inicial sobre la presión máxima de explosión y su velocidad ( Datos de Bartknecht, 1981 ).



237

Figura 6.11 Datos de explosión de propano mostrando picos que indican detonaciones ( Datos de Bartknecht, 1981 ).



238

Las explosiones de polvos muestran un comportamiento único. Estas explosiones ocurren si partículas finamente divididas de material sólido son dispersadas en el aire e incendiadas. Las partículas de polvo pueden ser un subproducto no buscado o producirse durante un proceso. Las explosiones que involucran polvos son más comunes en molinos de harina, almacenamientos de grano y la industria minera del carbón. Accidentes involucrando explosiones de polvos pueden ser muy severos Una explosión inicial de polvos puede derivar en explosiones secundarias que regularmente son las más peligrosas. La explosión primaria envía una onda de choque y bolas de fuego a través de la planta, poniendo más polvo en suspensión lo cual puede ocasionar explosiones secundarias. En este comportamiento, la explosión se da a través de la planta. Muchas veces las explosiones secundarias son más dañinas que las explosiones primarias. Las explosiones de polvos son más difíciles de caracterizar que las explosiones de gases. Para un gas, las moléculas son muy pequeñas y de tamaño bien definido. Para partículas de polvo, su tamaño varía en muchos órdenes de magnitud. La gravedad también afecta el comportamiento de las partículas de polvo. Para polvos, deflagraciones aparecen más frecuentemente que las detonaciones. Las ondas de presión a partir de deflagraciones de polvos, sin embargo, son muy poderosas y son capaces de destruir estructuras y matar o lesionar gente. Para ser explosiva, una mezcla de polvos debe tener las siguientes características:

• Las partículas deben de encontrarse dentro de un cierto tamaño mínimo. • La carga de partículas debe de encontrarse entre ciertos límites. • La carga de partículas debe ser razonablemente uniforme. • Las partículas deben encontrarse en suspensión • Las partículas deben encontrarse en un espacio confinado

Para muchos polvos12, el límite bajo de explosividad está entre 20 a 60 g / m3 y el límite superior de explosión entre 2 a 6 kg / m3. Las siguientes secciones presentan el análisis de cada tipo de fuego y explosiones, en forma modular:

• Lagunas de Fuego (Pool Fríes) y Fuegos tipo Jet • Explosiones de nubes de vapores VCE´s (Vapor Cloud Explosions) y Fuegos

tipo Flash • Explosiones físicas • Explosiones confinadas • Explosiones de vapores expandidos de líquidos en ebullición BLEVE´s

(Boiling Liquid Expanded Vapor Explosions) _____________________________________________ 12 Bartknecht, W.; Explosions ; Springer-Verlag; New York (1981)



239

6.2 LAGUNAS DE FUEGO (Pool Fires) y FUEGOS TIPO JET

6.2.1 Propósito Lagunas de fuego o fuegos de derrames y fuegos tipo Jet son tipos de fuegos a partir de derrames de líquidos o a partir de liberaciones presurizadas de gas y/o líquidos. Ellos tienden a ser potencialmente identificados y localizados a manera de conocer los posibles efectos dominó y establecer posibles zonas de seguridad para empleados, así como establecer el riesgo a la comunidad. La anterior identificación permite considerar aspectos como son el espaciamiento entre tanques y entre plantas, aislamiento térmico, especificación de muros resistentes al fuego, etc. 6.2.2 Tecnología Modelos de fuego en derrames y fuegos tipo jet, no han sido desarrollados tan ampliamente como modelos para dispersión o explosiones no confinadas de nubes de vapores. 6.2.3 Aplicación Modelos de fuego en derrames han sido aplicados a derrames de hidrocarburos así como también de materiales inflamables. La aplicación más común de modelos de fuegos tipo jet es la especificación de zonas exclusión alrededor de flamas. 6.2.4 Descripción de la técnica – Modelos de fuego en derrames

El modelado de fuego en derrames ha sido bien desarrollado. Revisiones detalladas y fórmulas sugeridas están disponibles en TNO 13, Mudan14, Considine 15, Crocker y Napier 16 , Bagster 17 e Institute of Petroleum 18. __________________________________________ 13 TNO; Methods for the Calculation of the Physical Effects of the Escape of Dangerous Materials : Liquids and Gases ; “ The Yellow Book” , 2 volumes, in English, P.O. Box 432 7300AH Apeldoorn, The Netherlands ( 1979 ) 14 Mudan, K.S. ; “ Thermal Radiation Hazards from Hydrocarbon Pool Fires “ ; Proc. Combust. Sci. 10 (1) , ; pp. 59 - 80 ; (ISBN 0360-1285) ( 1984 ) 15 Considine, M. ; “ Thermal Radiation Hazard Ranges form Large Hydrocarbon Pool Fires “ ; UKAEA Safety and Reliability Directorate. Report SRD R297; Culcheth, U.K. ( 1984 ) 16 Crocker, P.W. and Napier, D.H. ; “ Thermal Radiation Hazards of Liquid Pool Fires and Tank Fires “ ; Hazards in the Process Industries ; I ChemE Symposium Series N° 97, I ChemE , Rugby, Uk ; pp. 159-184 ; (ISBN 0-085295-198-1) ( 1986 ) 17 Bagster, D.R. ; “ Pool and Jet Fires “ ; Major Industrial Hazards Project ; Warren Center for Advanced Engineering. University of Sydney , NSW 2006, Australia ( ISBN 0949269-37-9 ) ( 1986 ) 18 Institute of Petroleum ; “ Liquefied Petroleum Gas – ( Model Code of Safe Practice in The Petroleum Industry , pt –9 ) ; Wiley, UK (ISBN 0-47191-612-9) ( 1987 )



240

Modelos de fuegos en derrames se componen de diversos submodelos como se

muestra en la Figura 6.12. Una selección de estos es revisada aquí: • Velocidad de quema • Tamaño de la laguna • Altura de la flama • Inclinación de la flama • Potencia emitida de la superficie de la flama • Factor de visión geométrico • Transmisividad atmosférica • Flujo térmico recibido

Velocidad de quema. Derrames de fuego grandes se queman a una velocidad vertical constante característica para el material. Mudan14 establece valores típicos para hidrocarburos en un rango de 0.05 kg / m2 – seg (gasolina) a 0.12 kg / m2 – seg (gas LP). Tabulaciones son proporcionadas por TNO 13. TNO 13 y Mudan14 dan fórmulas para predecir la velocidad de quema a partir del calor de combustión y el calor latente de vaporización. El conocimiento de la velocidad de quema a partir del calor emitido por unidad de área y la duración del fuego pueden ser estimadas. Tamaño de la laguna. En muchos casos, el tamaño de la laguna es fijado por el tamaño del derrame y por las barreras físicas (diques, etc.). Para un derrame continuo, sobre un plano infinito, el diámetro máximo es alcanzado cuando el producto de la velocidad de quema y el área superficial se iguala con la velocidad de fuga. Derrames circulares son normalmente supuestos, donde se presentan diques cuadrados o rectangulares, un diámetro equivalente puede ser utilizado. Casos especiales incluyen derrames de líquidos criogénicos en agua (alta transferencia de calor) y derrames instantáneos no retenidos. Altura de la flama. Muchas observaciones de fuegos en derrames muestran que existe una relación entre la altura de la flama y el diámetro. La correlación más conocida para esta relación esta dada por Thomas 19:

Donde: H = Altura visible de la flama, mt

D = Diámetro equivalente de la laguna, mt Mb = Velocidad de quema, kg / m2 – seg ρa = Densidad del aire ambiente (típicamente 1.2 kg/m3) g = Valor de aceleración de la gravedad (9.81 m/ seg2)

____________________________________- 19 Thomas, P.H. ; “ The Size of Flames form Natural Fires “; 9th International Symposium on; p. 894 ; Academic Press, New York ( 1963 )

( ) ) 6.15 (

Dg

M 42

DH

61.0a

b

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡=

ρ



241

Crocker y Napier 16 dan otras dos correlaciones, una de las cuales contabilizan los

efectos del viento. Bagster 17 sumariza reglas de diseño para relaciones H/D : Parker sugiere un valor de 3 y algunos otros autores citan un valor de 2.

Figura 6.12 DIAGRAMA LOGICO PARA EL CALCULO DE EFECTOS DE RADIACION DE FUEGOS EN LAGUNAS

Laguna de fuego

Estimar la potenciasuperficial

emitida

Estimar el calor totalliberado

Estimar el factorgeométrico de

visión

Estimar la fracción radiante

Estimar la transmisividad

Estimar el factor devisión del punto

fuente

Estimar la radiacióntérmica incidente

Estimar latransmisividad


Estimar los efectostérmicos

Velocidad de quemadel área de derrame u otra alternativa de aproximación

Velocidad dequema del áreade derrame



242

Inclinación de la flama. Los fuegos a partir de derrames tienden a ser inclinados por el viento y bajo vientos intensos, la base de la laguna de fuego puede ser dragada a favor del viento. Estos efectos alteran la radiación recibida en locaciones de los alrededores. Un número importante de correlaciones han sido publicadas para describir estos dos factores. La correlación de Welker y Sliepcevich 20 para inclinación de la flama ha sido frecuentemente referida, pero la Asociación Americana de Gas (AGA) y Mudan14 destacan pobres resultados con fuegos de algunos hidrocarburos. Los análisis de riesgos pueden incluir o ignorar los efectos de inclinación y dragado de la flama. La inclinación de la flama es más importante, el dragado de la flama es un tópico avanzado y muchos modelos de fuegos en lagunas no incluyen este efecto. Un fuego de tipo vertical (no inclinado) es normalmente supuesto, con lo que la radiación se supone es la misma en todas direcciones. Si una estructura particularmente vulnerable es localizada en la cercanía y la inclinación de la flama puede afectar esta, una evaluación completa deberá considerar este efecto.

Energía o potencia emitida por la superficie. La potencia emitida por la superficie o flujo de calor radiado puede ser calculada a partir de la ecuación de Stephan-Boltzmann. Esta es muy sensible la temperatura supuesta de la flama; ya que la radiación varía con la temperatura a la cuarta potencia (Perry y Green 21). Por otro lado el efecto de obscuridad del humo reduce substancialmente la radiación total emitida sobre la superficie de la flama. Aproximaciones alternativas utilizan los flujos térmicos medidos a partir de lagunas fuegos para varios materiales [TNO 13] o utilizar la fracción radiada del total de la potencia de combustión. En ambos métodos se incluyen la absorción de energía radiada por el humo (este proceso convierte la radiación en convección). Flujos emitidos de superficies típicos a partir de lagunas de fuego están dados por Raj 22 , Mudan14 y Considine 15. Fuegos de hidrocarburos y gas LP radian aprox. 250 kW/m2 (79,000 Btu/hr-ft2). Valores para algunos otros hidrocarburos están en el rango de 110 – 170 kW/m2 (35,000 - 54,000 Btu/hr-ft2), pero el humo puede ser capaz de reducir a valores de 20 – 60 kW/m2 (6,300 - 19,000 Btu/hr-ft2). La potencia emitida por la superficie por unidad de área puede ser estimada utilizando el método de fracción de radiación como sigue:

1. Calcular la potencia total de combustión (basados en la velocidad de quema y área de la laguna )

2. Multiplicar por la fracción de radiación para determinar la potencia radiada 3. Determinar el área superficial de la flama (comúnmente se usa solamente el

área exterior de un cilindro) 4. Dividir la potencia radiada por el área superficial de la flama.

___________________________________________________________ 20 Welker, J.R. and Sliepcevich, C.M. ; “ Bending of Wind Blown Flames from Liquid Pools “; Fire Technology ; 2 , 127 ( 1966 ) 21 Perry R.H. and Green.D. (editors) ; “ Perry´s Chemical Engineering Handbook “; 6th edition; Mc Graw-Hill; New York, N.Y. ( 1984 ) 22 Raj, P.P.K. ; “ Calculation of Thermal Radiation Hazards from LNG Fires – A Review of the State of Art “; American Gas Assn. Oper. Sect. Proc. ; American Gas Association ( Catalog N° 50477) ; Arlington, VA pp. T135 – T138 ( 1977 )



243

La fracción de radiación de la potencia total de combustión se encuentra en un rango de 0.15 – 0.35 [TNO 13, Mudan14]. Factor geométrico de visión. La radiación térmica recibida para un objetivo localizado es determinada por el factor geométrico de visión (ignorando la absorción atmosférica). Los factores de visión son discutidos a profundidad en textos sobre radiación térmica. Una ecuación general integral es dada por Considine 15. TNO 13 , Mudan14 y el Institute of Petroleum 18 proporcionan ecuaciones para superficies emisoras cilíndricas. El más simple factor de forma es un punto fuente que supone que toda la radiación se genera en un punto sencillo y es recibida por un objeto orientado perpendicularmente a éste:

Donde: Fp = Factor de visión del punto fuente, m-2

x = Distancia a partir del punto fuente al objetivo, m

Transmisividad atmosférica. La transmisividad atmosférica es un factor importante, ya que típicamente del 20 al 40 % de flujo térmico puede ser absorbido o disipado por la atmósfera sobre una distancia de 100 m bajo condiciones normales. La ecuación (6.17) puede ser utilizada para determinar la transmisividad atmosférica:

Donde: τ = Transmisividad atmosférica entre 0 y 1, adimensional PW = Presión parcial del agua, Pascals (New / m2) X = Longitud de la trayectoria, distancia a partir de la superficie de la flama al objetivo, m La transmisividad atmosférica, τ , es un factor importante. La radiación absorbida y disipada por la atmósfera. Esto causa una reducción en la radiación recibida por los objetivos. Algunos modelos de radiación térmica ignoran este efecto, efectivamente suponiendo un valor de τ = 1 para la transmisividad. Para trayectorias grandes (cerca de 20 m), donde la absorción puede ser de 20 – 40 %, esto puede llevar a una sobreestimación de la radiación recibida.

( ) ) 6.17 ( X P 2.02 0.09 - W=τ

) (6.16 x 4

1 F 2p π=



244

Flujo térmico recibido. Basados en cálculos previos y en el diagrama de la Figura 6.12, la radiación térmica recibida a partir de una laguna de fuego está dada por:

Donde: Qx = Radiación térmica recibida a la distancia x, kW/m2

τ = Transmisividad atmosférica, adimensional E = Flujo emitido de la superficie por unidad de área, kW/m2 Fa = Factor geométrico de visión de la superficie de la flama al objetivo, adimensional QR = Calor total radiado, kW Fp = Factor de visión del punto fuente, m-2

La ecuación anterior supone que no existe reflexión a partir de la superficie que recibe, lo cual es usualmente válido. Cuando lesiones humanas están consideradas, se hace necesario adicionar la radiación solar al valor anterior para contabilizar la radiación total recibida. 6.2.5 Descripción de la técnica – Modelos de fuego tipo Jet

El modelado de fuegos tipo Jet no ha sido tan bien desarrollado como para fuegos en lagunas, pero diversas revisiones han sido publicadas. Los fuegos tipo Jet incorporan muchos mecanismos, similares a los considerados para fuegos del tipo “Pool Fires”, tal y como muestra el diagrama lógico mostrado en la Figura 6.13. Tres aproximaciones han sido revisadas por Bagster 17, así como la API 23, Craven 24 y Hustad y Sonju 25. El método sugerido por la API es relativamente simple, comparado con otro tipo de modelos. . ________________________________________ 23 API ; Guide for Pressure-Relieving and Depressuring Systems; API Recommended Practice 521,; 2nd edition; American Petroleum Institute ; Washington, DC ( 1982 ) 24 Craven A.D.; “ Thermal Radiation Hazards from Ignition of Emergency Vents “; 4th Symposium on Chemical Process Hazards with Special Reference to Plant Design; icHEM Symp. Series N248 33; IchemE, Rugby, UK p. 7 ( 1972 ) 25 Hustad, J. and Sonju, O.K.; “ Radiation and Size Scaling of Large Gas and Gas-Oil Diffusion Flames “; 10th International Colloquium on Dynamics of Explosions and Reactive Systems; Berkeley, CA; American Institute of Aeronautics and Astronautics; New York, N.Y. ( 1985 )

) 6.19 ( FQ Qo

) 6.18 ( F E Q

pRx

ax

τ

τ

=

=



245

El método API fue originalmente desarrollado para el análisis de quemadores, pero aún así ha sido ampliamente utilizado. Este se basa sobre una fracción radiante de la energía total de combustión, la cual se supone se genera a partir del punto fuente a lo largo de la trayectoria de la flama tipo jet. Una gráfica proporcionada por el estándar API 521 que correlaciona la longitud de la flama con el calor de la flama. La fracción radiante está dada como 0.15 para hidrógeno, 0.2 para metano y 0.3 para otros hidrocarburos (a partir de experimentos en laboratorio). Un factor modificado posteriormente de 0.67 puede ser aplicado a procesos con combustión incompleta

Ninguno de los métodos anteriores considera modificaciones de la flama, en la asistencia de potenciales efectos domino sobre recipientes adyacentes peligrosos. Sin embargo las dimensiones de la flama pueden ayudar a visualizar dichos efectos. 6.2.6 Fundamentos teóricos

La velocidad de quema, la altura de la flama, la inclinación de la flama, la potencia superficial de emisión y la transmisividad atmosférica son todas empíricas, pero con factores bien establecidos. El factor geométrico de visión tiene fundamentos teóricos establecidos, pero ecuaciones más simples o compilaciones de tablas también pueden ser utilizadas. La ecuación de Stephan-Boltzmann tiene un amplio fundamento, pero no es tan simple utilizarla, así como también la temperatura de la flama que raramente es conocida. El modelo API para fuegos tipo jet es empírico y se basa en la longitud de la flama y la fracción radiante pero solamente es aplicable para descargas verticales. 6.2.7 Requerimientos de información y disponibilidad

El tamaño de la laguna puede ser definido basados en los sistemas locales de contención o por algunos modelos para una superficie plana. Velocidades de quema pueden ser obtenidas a partir de tabulaciones o pueden ser estimadas a partir de propiedades físicas del combustible. Mediciones del flujo superficial emitido están disponibles para una buena cantidad de combustibles o pueden ser calculadas utilizando fracciones de radiación empíricas. Un estimado para la humedad atmosférica es necesario para la transmisividad; el resto de los parámetros pueden ser estimados. 6.2.8 Salida de información

La información generada de modelos de radiación térmica es la radiación térmica recibida por diferentes objetivos localizados. Duraciones del fuego pueden también ser estimadas y como modifican los efectos térmicos.



246

Figura 6.13 DIAGRAMA LOGICO PARA EL CALCULO DE EFECTOS DE RADIACION DE FUEGOS TIPO JET

Fuego tipo jet

Estimar la velocidadde descarga

Estimar el calortotal liberado

Estimar la fracciónradiada

Estimar el factorde visión

Estimar latransmisividad


Estimar los efectostérmicos



247

6.2.9 Aproximaciones de simplificación

Crocker y Napier 16 establecieron tablas de zonas de impacto térmico a partir de situaciones comunes de fuegos en techos de tanques y derrames. A partir de estas tablas, distancias seguras de separación para la gente a partir de fuegos en lagunas pueden ser estimadas como 3 a 5 diámetros de la laguna de fuego (basados en un impacto térmico “seguro” de 4.7 kW/m2.

Considine y Grint 26 dan una correlación simplificada basada en la ley de potencia

en fuegos tipo jet de gas LP para zonas peligrosas. Las dimensiones de la antorcha o flama, la cual es supuesta con geometría cónica, están dadas por:

Donde: L = Longitud de la flama, m W = Mitad de la anchura de la flama jet cónica a la punta de la flama, m m = Velocidad de liberación de gas LP, kg/seg en un rango de 1 < m < 3000 kg / seg rs,50 = Rango de peligro del lado interior para un 50 % de fatalidad, m en un rango r > W t = Tiempo de exposición, seg en un rango de 10 < t < 300 seg La zona final de peligro es 85% de la zona de peligro por el lado interior. 6.2.10 Ventajas y desventajas

Los fuegos en lagunas han sido estudiados por muchos años y las ecuaciones empíricas utilizadas en los submodelos están bien validadas. El tratamiento de flamas humeantes es difícil. Flamas tipo jet han sido menos tratadas teóricamente, pero correlaciones simples como el método API puede proporcionar estimaciones adecuadas del peligro. Una debilidad en los modelos es que alteraciones de la flama no son simuladas, esto lleva a altos flujos de calor que son predichos por modelos de radiación térmica para modelos de lagunas de fuego y fuegos tipo jet.

______________________________________________ 26 Considine, M. and Grint, G.C. ; “ Rapid Assessment of the Consequences of LPG Releases “ ; Proceedings of the Gastech 84 LNG / LPG Conference ; Nov. 6-9 , Published by Gastech Ltd. ; Rickmansworth, UK; pp. 187 – 200 ( 1985 )

) 6.22 ( m t1.9 r) 6.21 ( L0.25 W ) 6.20 ( m 9.1 L

0.47 0.4 50 s,

0.5

=

==



248

6.2.11 Identificación y tratamiento de posibles errores

Un error potencial grande en el modelado de lagunas de fuego es introducido por la estimación del flujo emitido por la superficie. Donde fórmulas predictivas son utilizadas (especialmente del tipo Stephan-Boltzmann) chequeos de las relaciones de energía radiante a la energía global de combustión deben realizarse. Los tamaños estimados de derrames son importantes, y el potencial de diques u otros dispositivos de contención deben ser considerados debido a los efectos por el momentum de los fluidos o por espuma. El uso de un modelo de cilindro vertical ignora los efectos de inclinación debido al viento, lo anterior puede originar peligro en los recipientes vecinos sujetos a posibles efectos domino que puedan subestimarse. Los modelos de fuegos tipo jet basados en aproximaciones a un punto fuente pueden llevar a estimados pobres del flujo térmico cercano al jet y modelos mecanísticos deben ser utilizados. La fracción de energía radiante también se encuentra sujeta a error. 6.2.12 Utilidad

Modelos de lagunas de fuego y fuegos tipo jet son relativamente útiles al ser utilizados. Mucho cuidado se requiere en la estimación del flujo superficial usualmente por la energía radiante. 6.2.13 Necesidad de recursos

Un ingeniero de proceso entrenado puede requerir de medio día para completar un escenario de una laguna de fuego o un fuego tipo jet de forma manual con todos los datos termodinámicos necesarios, fórmulas de factor de visión y datos de humedad si están disponibles. 6.2.14 Software disponible

WHAZAN Computer Package Technica Inc. 355 East Campus View Blvd. Suite 110 Columbus, Ohio 43085 USA



249

6.3 EXPLOSION DE NUBES DE VAPORES VCE´s (Vapor Cloud Explosions) Y FUEGOS TIPO FLASH 6.3.1 Propósito Cuando grandes cantidades de materiales volátiles inflamables son rápidamente dispersados a la atmósfera, una nube de vapores se forma y se dispersa. Si esta nube se incendia antes de que la nube se diluya por debajo de su LFL [Low Flamability Limit (Límite bajo de flamabilidad)], una explosión de nubes de vapores (VCE) o un fuego tipo flash puede ocurrir. Para un modelado de un análisis cuantitativo de riesgos, la principal consecuencia en una VCE es la onda de choque que resulta y la principal consecuencia para un fuego flash es la radiación térmica. 6.3.2 Filosofía El proceso de combustión de grandes nubes de vapores no es completamente entendido a la fecha. Una revisión de registros históricos indica que la liberación de pequeñas cantidades de vapor es suficiente para derivar en fuegos flash sin sobrepresión significativa. Posteriores (olvidándonos del nombre de VCE) experiencias y trabajos experimentales limitados muestran que alguna forma de confinamiento y turbulencia de la nube es necesaria para que daños por sobrepresión ocurran. Esto indica que la nube de vapores inicial debe estar cercana a un tamaño crítico (para el cual no existen valores conocidos) para que el daño por sobrepresión ocurra. Sin embargo, el tamaño mínimo precisado de la nube para especies químicas de vapor no puede ser precisado a la fecha. Lewis y von Elbe27 , Kinney y Graham28, Bodurtha29 y Baker y col. 30 son referencias que pueden ayudar a analizar cada problema. En general, modelos de VCE están mejor desarrollados que modelos para fuegos flash. 6.3.4 Aplicaciones Modelos VCE se han aplicado para el análisis de incidentes [ejem : Sadee y col. 31 para la explosión de Flixborough, Inglaterra ] y en predicciones de análisis de riesgo. Un modelo de fuegos flash ha sido desarrollado para propósitos de análisis de riesgo por Eisenberg y col. 32. ____________________________________________ 27 Lewis, B. and von Elbe, G.; “ Combustion, Flames and Explosions of Gases “ ; 3rd edition; Academic Press, San Diego, California (ISBN 0-12-446751-2) ( 1987 ) 28 Kinney, G.F. and Graham, K.J.; “ Explosive Shocks in Air “ ; 2nd edition, Springer - Verlag, New York, N.Y. ( 1985 ) 29 Bodurtha, F.T.; “ Industrial Explosion Prevention and Protection “ ; Mc Graw - Hill, New York, N.Y. (1980) 30 Baker, W.E., Cox, P.A. , Westine, P.S., Kulesz, J.J. and Strehlow, R.A. ; “ Explosion Hazards and Evaluation “ ; Elsevier , New York, N.Y. (ISBN 0-444-42094-0) ( 1983 ) 31 Sadee, C., Samuels, D.E. and O’Brien, T.P. ; “ The Characteristics of the Explosion of Ciclohexane at the Nypro (UK), Flixborough Plant on June 1, 1974 “ ; Journal of Occupational Accidents 1 ; 203 - 235 , 3 July 1977 ( 1977 ) 32 Eisenberg, N.A., Lynch, C.J. and Breeding, R.J. ; “ Vulnerability Model - A Simulation System for assesing Damage from Marine Spills “ ; U.S. Coast Guard, Office of Research and Development, Report N° CG-D-136-75, NTIS AD-015-245, Springfield, VA ( 1975 )



250

6.3.5 Descripción de la técnica Davenport33 ha sumarizado 71 incidentes con VCE, de los cuales 72 % ocurrieron en plantas de proceso y 23 % involucraron transportación. Todos (con una posible excepción) fueron deflagraciones más que detonaciones. Pietersen y Huerta34 han sumarizado los puntos claves de 80 fuegos flash. Los dos mecanismos más importantes para aceleración de la flama son la expansión térmica y la turbulencia. Las estructuras de proceso contribuyen a un confinamiento parcial y turbulencia, así una gran cantidad de parte del equipo de proceso y muchas estructuras están presentes, esto permitirá una transición de fuego flash a VCE. Basados en observaciones de varios autores se puede concluir que: • Puede ser que solamente una masa mínima de material flamable es requerida para

llevar la transición de fuego flash a VCE. Estos estimados están en un rango de 1 tonelada (Wiekema35 ) a 15 toneladas (Health and Safety Executive36). Se debe proceder con precaución en la determinación del valor mínimo. Gugan37 brinda algunos pocos ejemplos de VCE con cantidades tan bajas como 100 kg para especies más reactivas tales como hidrógeno y acetileno. Un accidente relativamente reciente ( North y MacDiarmid38) produjo efectos de explosión a partir de la liberación e ignición de aproximadamente 30 kg de hidrógeno.

• La presencia de algunos confinamientos / obstáculos puede ser necesaria para tener la

transición a VCE • Materiales con velocidades de combustión relativamente altas pueden producir

fácilmente la transición a VCE para una cantidad dada de material ________________________________________ 33 Davenport J.A. ; “ Study of Vapor Cloud Incidents “ ; Chemical Engineering Progress 73 ; 54 - 63; September 9 ( 1977 ) Davenport, J.A.; “ A Study of Vapor Cloud Incidents - An Update “ ; 4th International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries, Harrogate, UK; pp. C1-C9; Pergamon Press, New York, N.Y. ( ISBN 0-08-031396-5 3 vol ) ( 1983 ) 34 Pietersen, C.M. and Huerta, S.C. ; “ Analysis of the LPG Incident in San Juan Ixhuatepec, Mexico City, 19 Nov. 1984 “ ; TNO Report B4-0222, P.O. Box 342 7300 AH, Apeldoorn, The Netherlands ( 1985 ) 35 Wiekema, B.J. ; “ Vapor Cloud Explosions”; Chapter 8 in Methods for the Calculation of the Physical Effects of the Escape of Dangerous Materials : Liquids and Gases ( “The Yellow Book” ) ; P.O. Box 342 7300 AH Apeldoorn, The Netherlands ( 1979 ) 36 Health and Safety Executive ; “ Advisory Commitee on Major Hazards : Second Report “ ; HMSO, London, UK ( ISBN 0-11-883299-9 ) ( 1979 ) 37 Gugan, K. ; “ Unconfined Vapor Cloud Explosions “ ; Gulf Publishing Co. ; Book Division; Houston, TX; ( ISBN 0-87201-887-3) ( 1979 ) 38 North, G.J.T. and MacDiarmind, J.A. ; “ Lessons Learned from a Hydrogen Explosion in a Process Unit “ ; AIChE Loss Prevention Symposium, Paper N° 78a. ; AIChE Spring National Meeting, New Orleans, March 6-10 ( 1988 )



251

• VCE’s se consideran deflagraciones no detonaciones • Los picos de sobrepresión de VCE’s son mucho menores que los de detonaciones,

típicamente 1 bar (15 psi) o menores y duraciones de la fase positiva de 20-100 mseg. Parámetros importantes analizando incidentes de combustión son las propiedades del material: Límite bajo de flamabilidad (Lower Flammable Limit, LFL) y Límite superior de flamabilidad (Upper Flammable Limit, UFL), flash point, temperatura de autoignición, calor de combustión, peso molecular y estequiometría de la combustión. Algunos de estos datos están disponibles ( Perry and Green39 ; U.S Deparment of Transportation40 ; Stull41 ). Nubes de vapores ininflamables pueden encenderse a partir de numerosas fuentes que pueden ser continuas ( ejem : calentadores, flamas piloto, etc. ) u ocasionales ( ejem : humo, vehículos, sistemas eléctricos, etc.). Las nubes son normalmente encendidas y el efecto de ignición termina con un espreado de la nube en dirección de esta. Fuegos flash inicialmente combustionan y expanden rápidamente en todas direcciones. Después de la combustión inicial, la expansión es desarrollada debido a la flotación. Como el número de fuentes de ignición se incrementa así la ignición puede incrementarse generalmente. Así, en un sitio con un número importante de fuentes de ignición sobre o alrededor, éste debe tender a prevenir que las nubes a partir de su origen aumenten la extensión total de su peligro, pocas nubes pueden dispersarse seguramente antes de ignición. Un análisis más complejo de análisis cuantitativo de riesgos debe considerar la localización y probabilidad de fuentes de ignición en los alrededores. Cada ignición antes de que la nube esté totalmente formada, puede traducirse en un fuego flash o una explosión de tamaño pequeño. La última ignición puede traducirse en una explosión del máximo efecto posible. Este análisis debe desarrollarse posterior al punto fuera después de que las nubes se han dispersado abajo del LFL, lo cual significa que el efecto máximo posible puede experimentarse. El tráfico debe considerarse en el análisis de fuentes de ignición. Modelos de VCE’s están primariamente basados sobre tres aproximaciones ( Opschoor y Schecker42 ): • Equivalencia detonante altamente explosiva ( ejem : Modelo TNT )

• Correlaciones con VCE’s observadas ( ejem : Modelo TNO ) • Modelos dinámicos para gas ideales ( ejem : Modelo acústico )

_____________________________________ 39 Perry, R.H. and Green, D. ( eds ) ; “ Perry’s Chemical Engineering Handbook “ ; 6th ed. ; Mc Graw - Hill; New York, N.Y. ( 1984 ) 40 U.S. Deparment of Transportation ; “ CHRIS Hazardous Chemical Data “ ; U.S. Coast Guard, MI6465-12; Washington D.C.; U.S. Gover ment Printing Office; October ( 1979 ) 41 Stull, D. ; “ Fundamentals of Fire and Explosion “ ; AIChE Nomograph Series 73 ( N° 10 ); AIChE , New York, N.Y. ( 1977 ) 42 Opschoor, G. and Schecker, H.B. ; “ Consequence Analysis “ ; 4th International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries ; Harrogate, UK ; pp. G25-G32 ; Pergamon Press, New York, N.Y. ; ( ISBN 0-08-031396-5 3 vols ) ( 1983 )



252

El modelo TNT es fácil de usar y se aplica para muchos CPQRA (Chemical Process Quantitative Risk Análisis, Análisis de Riesgo Cuantitativo de Procesos Químicos). Este es descrito por Decker43, Stull41 , Lees44 y Baker y col. 30. Este se basa en la suposición de equivalencia entre el material flamable y TNT, involucrando un factor de rendimiento de explosión:

) 6.24 ( E M E

=W TNT c

cη

Donde: W = Masa equivalente de TNT (kg, lb) M = Masa de material flamable liberada η = Rendimiento empírico de explosión (o eficiencia) (Rango de 0.01 a 0.10) Ec = Calor de combustión del gas flamable ( kJ / kg o BTU / lb ) EcTNT = Calor de combustión del TNT ( 4437 - 4765 kJ/kg ó 1943 - 2049 BTU/lb ) El rendimiento o eficiencia de la explosión de una nube flamable es empírico, con muchos estimados varía entre 1 a 10 % ( Brasie y Simpson45 ; Gugan37 ; Lees44 ). Bodurtha3 establece que el límite para eficiencia es 0.2. Eichler y Napademsky46 a partir de revisiones históricas de datos concluyen que el valor máximo esperado es de 0.2 para nubes simétricas, pero éste puede ser significativamente alto -arriba de 0.4 - para nubes asimétricas. Este factor se basa en análisis de incidentes que involucran VCE. Prugh47 establece una correlación de ayuda de masa de gas flamable contra la probabilidad de VCE a partir de datos históricos. Decker43 muestra como un modelo de dispersión gaussiano puede encadenarse a un modelo TNT. _____________________________________________________ 43 Decker, D.A. ; “ An Analytical Method for Estimating Overpressure from Theoretical Atmospheric Explosions “ ; Annual Meeting of the National Fire Protection Association and Society of Fire Protection Engineers; May 23 (1974 ) 44 Lees, F.P. ; “ Loss Prevention in the Process Industries “ ; 2 volumes ; Butterworths, London, Boston ( ISBN 0-0408-10604-2) ( 1980 ) 45 Brasie, W.C. and Simpson, D.W. ; “ Guidelines for Estimating Damage Explosion “ ; Loss Prevention Volume 2 ; Chemical Engineering Process Technical Manual ; AIChE , New York, N.Y. (1968 ) 46 Eichler, T.V. and Napadensky, H.S. ; “ Accidental Vapor Phase Explosions on Transportation Routes Near Nuclear Power Plants : Final Report January - April 1977. “ ; Prepared for Div. of Eng. Stds. Development, U.S. Nuclear Regulatory Commission under FIN N° A20057, May 1978 (Available from NTIS ) ( 1978 ) 47 Prugh, R.W. ; “ Evaluation of Unconfined Vapor Cloud Explosion Hazards “ ; Proceedings of the International Conference on Vapor Cloud Modeling ; November 2 - 4 ; AIChE , New York , N.Y. ( 1987 )



253

Los efectos de explosiones de una carga de TNT están bien documentados como se muestra en la Figura 6.13 para una carga en una explosión hemiesférica y la Figura 6.14 para una carga en una explosión esférica. La presión la cual debe registrarse sobre el lado de una estructura paralela al impacto es sobre el lado de sobrepresión o PSO. La presión reflejada, Pr , es la presión sobre la estructura perpendicular a la onda de choque y es en un factor de 2 mayor que sobre el lado de sobrepresión. Los parámetros de impulso son también importantes cuando los efectos de la explosión son considerados. Los diversos parámetros de una explosión son graficados como una función de la distancia escalada, ZG; la cual es definida como la distancia dividida entre la raíz cúbica de la masa de TNT (W). La sobrepresión en este diagrama en un exceso de 15 psig (1 bar) debe ignorarse puesto que el valor del pico observado en una VCE es aproximadamente 15 psig. ( Health and Safety Executive36). El modelo TNO (Wiekema35) fué desarrollado para evitar la necesidad de desarrollar el equivalente altamente explosivo de una nube de vapor puesto que los efectos de sobrepresión de una VCE son en algunos casos diferentes a los de un efecto de sobrepresión altamente explosivo. El modelo TNO es aplicable a muchos materiales ininflamables de mediana reactividad. El modelo predice las distancias para cuatro niveles de sobrepresión, basados en una fórmula de ley de potencia utilizando la masa de material flamable en la nube. Otros modelos incluyen el modelo acústico de Strehlow48. Modelado de fuegos flash no está bien desarrollado. Eisenberg y col. 32 describen un modelo basado en radiación térmica utilizando la ecuación de Stephan - Boltzmann, pero este es muy sensible a estimados de temperatura de flama [usualmente no conocida]. Una aproximación simple es utilizar un modelo de dispersión adecuado para determinar el isopleth (perfil de concentración) definiendo el LFL o 1/2 del LFL como concentración para delimitar esta zona. El uso de cada uno de los perfiles permite definir los efectos de radiación térmica requiere la suposición de que los procesos de combustión no son intensos y son de corta duración, además de que toda la expansión térmica de la nube ocurre verticalmente debido a la flotación. Estas suposiciones no son ciertas en la experiencia actual pero ellas pueden ayudar a simplificar el proceso de cálculo. La transición del régimen de fuego flash a VCE está pobremente definida. ___________________________________________________ 48 Strehlow, R.A. ; “ Blast Wave from Deflagration Explosions - An Acoustic Approach “ ; Loss Prevention Vol. 14 ; Chemical Engineering Progress Technical manual ; pp. 145 - 153 ; AIChE , New York , N.Y. ( 1980 )



254

EXPLOSION HEMIESFERICA

0.1

1

10

100

1000

10000

0.1 1 10 100Distancia escalada (ft/lb1/3)

Sobr

epre

sion

(lb/

in2 )

Figura 6.13 PARAMETROS DE ONDAS DE CHOQUE PARA EXPLOSIONES DE TNT EN SUPERFICIES HEMIESFERICAS A NIVEL DEL MAR ( US Army ,

1969 )

EXPLOSION ESFERICA

0.1

1

10

100

1000

10000

0.1 1 10 100Dis tanc ia e s c alada (ft/ lb 1 / 3 )

Figura 6.14 PARAMETROS DE ONDAS DE CHOQUE PARA

EXPLOSIONES DE TNT EN SUPERFICIES ESFERICAS A NIVEL DEL MAR ( US Army , 1969 )



255

6.3.6 Diagrama lógico

Un diagrama lógico para la aplicación del modelo VCE-TNT equivalente está dado en la Figura 6.15. Las entradas principales son la masa y las dimensiones de la nube flamable y un estimado del rendimiento de explosión. Los resultados establecen el pico de sobrepresión o niveles de daño con la distancia. Como los efectos de fuego flash son supuestos que se limitan a las dimensiones de la nube, cálculos extra no son requeridos. 6.3.7 Fundamento teórico

El modelo TNT está bien establecido para elevadas explosiones, pero cuando se aplica a nubes de vapores inflamables, este requiere el rendimiento o eficiencia de explosión η , determinado a partir de incidentes en el pasado. Se tienen diversas diferencias físicas entre la detonación de TNT y deflagración VCE que limitan su validez teórica. El modelo de correlación TNO correlaciona directamente incidentes y tiene un término de eficiencia definido. Modelos acústicos tienen su base teórica en el sonido para el análisis de incidentes VCE, pero estos no han sido suficientemente desarrollados o totalmente validados. 6.3.8 Requerimientos de entrada y disponibilidad

Tanto la equivalencia a TNT y las correlaciones TNO requieren de la masa de material flamable en la nube de vapor y el calor de combustión del vapor. El modelo de equivalencia de TNT requiere de la especificación del rendimiento de explosión mientras que el modelo TNO requiere la selección de uno de los dos rendimientos posibles. La masa está disponible como un dato de salida de un modelo de dispersión adecuado, pero la eficiencia de explosión se debe seleccionar dentro de un rango muy amplio. El modelo de Eisenberg para fuego flash requiere la temperatura de la flama, la cual usualmente no se conoce y no es constante a lo largo de la nube que varía su concentración; otros modelos requieren solamente las dimensiones de la nube de vapor, la cual se obtiene a partir de un modelo de dispersión. 6.3.10 Salida

La equivalencia TNT predice el pico de sobrepresión con la distancia. Esta información puede utilizarse en un modelo de consecuencias de explosión. La correlación TNO predice las consecuencias de manera directa. El modelo de Eisenberg de fuego flash predice las zonas de radiación térmica, las cuales son alimentadas a modelos de efectos térmicos. El simple modelo de fuego flash supone que los efectos son limitados a las dimensiones de la nube.



256

Figura 6.15 DIAGRAMA LOGICO PARA EL CALCULO DE SOBREPRESION

DE VCE’s

Modelo de dispersión

Masa y extensiónde la nube flamable

Estimar el peso equivalente de

TNT

Estimar el parámetrode distancia escaladapara una sobrepresión

dada

Estimar la distanciapara la misma

sobrepresión dada

Determinarla zona de efecto del

fuego flash

Determinar la zonade efecto del UVCE

Calor de combustión delmaterial (Ec) y rendimiento explosivo η

Curva escaladadeTNT



257


Ambos modelos TNT y TNO son aproximaciones simplificadas. Una posterior simplificación es considerar una masa de nube de vapor como dato de entrada sin aplicar un modelo de dispersión, pero esto puede llevar a una sobrestimación del tamaño de la nube a una fuente de ignición. Suponiendo que los efectos de fuegos flash son limitados a las dimensiones de la nube puede también simplificar los cálculos. 6.3.12 Ventajas y desventajas

El modelo de equivalencia TNT descrito es fácil de usar, no así para el modelo TNO, el cual está más sólidamente fundamentado, pero predice muy bien incidentes estudiados con VCE. Una desventaja es la substancial diferencia física entre detonaciones y deflagraciones VCE. El modelo de correlación TNO está basado en incidentes actuales de VCE y emplea uno de dos rendimientos definidos de explosión, pero está limitado a materiales ininflamables de mediana reactividad. Una desventaja de un modelo de correlación es la ausencia de límites para los fundamentos teóricos para el rango conocido de incidentes observados. Los modelos de fuego flash basado solamente sobre las dimensiones de nubes ininflamables son fácilmente aplicables pero ellos pueden sobrestimar el área de consecuencia. 6.3.13 Identificación y tratamiento de posibles errores

Un gran potencial de error con el modelo de equivalencia a TNT es la selección del rendimiento d explosión. Un rango de 1 - 10 % afectan las distancias predichas para la selección de sobrepresiones en factores que van hasta 2 [A partir de la ecuación (1), la distancia para una sobrepresión particular es proporcional a la raíz cúbica de la cantidad equivalente de TNT calculada]. Otro error es la estimación de la masa de gas flamable, la cual se basa en cálculos de evaporación y flasheo y estimaciones de dispersión, ambas sujetas a error. Una pequeña fuente de error es el calor de combustión para el TNT el cual varía en aproximadamente un 5 %. El modelo TNT supone impacto simétrico de la propagación de la onda, lo cual no siempre es cierto. El modelo TNO, está limitado para el rango para el cual se ha establecido. Ambos modelos TNT y TNO suponen que los efectos de impacto son independientes de los materiales si las energías de combustión total son idénticas, pero en el modelo TNT el término de eficiencia puede variar. El modelo TNT tiene la virtud de que es fácil de usar. Considerando la incertidumbre en los cálculos para determinar las cantidades de material flamable liberadas, factores de eficiencia y el impacto de la velocidad del viento sobre la nube de vapor, es esta dificultad la que justifica el uso de procedimientos más precisos para CPQRA.



258

Modelos de fuego flash - si se basan en la radiación de la flama - son sujetos de grandes errores si la radiación se estima de forma incorrecta, a causa de que la radiación predicha varía a la cuarta potencia con la temperatura. Los modelos de fuego flash basados solamente en el entorno flamable son simples e ignoran el daño más allá del entorno. Los modelos de fuego flash son también sujetos a errores similares a modelos de dispersión presentes en cálculos de VCE. 6.3.14 Utilidad

Los modelos TNT y TNO para VCE’s son fáciles de usar, dados los datos de entrada de la masa de gas flamable y la selección del rendimiento de explosión. El modelo acústico es más difícil par usarse, debido principalmente a la dificultad de especificar parámetros. Los modelos de fuego flash son esencialmente triviales para usarse y sus efectos se limitan al entorno. 6.3.15 Necesidades de recursos

Ingenieros de proceso utilizando una calculadora pueden predecir sobrepresiones para un incidente con VCE en aprox. una hora, conocido el modelo de dispersión completo para la masa de la nube y su extensión. 6.3.16 Software disponible

Los modelos TNT son lo suficientemente simples y el paquete ALOHA® versión 5.4 de Febrero de 2006 incorpora estimaciones.



259

6.4 EXPLOSIONES FISICAS 6.4.1 Propósito Cuando un recipiente conteniendo un gas presurizado sufre ruptura el resultado es la liberación de la energía almacenada. Esta energía produce una onda de choque y acelera los fragmentos del recipiente. Si el contenido es flamable es posible la ignición de la nube de gas liberado con el resultado de consecuencias adicionales. Esta sección ilustra las herramientas de cálculo para ondas de choque y efectos de proyectiles a partir de este tipo de explosiones. 6.4.2 Filosofía Una explosión física relaciona la falla catastrófica de un tanque de gas presurizado llenando el recipiente. La ruptura puede ocurrir por las siguientes razones: 1 . Falla en la regulación de la presión y equipo de alivio de presión

(sobrepresurización física) 2 . Reducción el espesor del recipiente debido a: a . Corrosión b . Erosión c . Ataque químico 3 . Reducción de la resistencia del recipiente debido a: a . Sobrecalentamiento b . Defectos del material con el subsecuente desarrollo de fractura c . Ataque químico especial, ejem: corrosión debido a stress

La falla cuando ocurre a/o cerca de la presión de operación del recipiente (2 y 3 arriba) o a elevada presión (1 arriba). Cuando el contenido del recipiente es liberado se tiene tanto ondas de choque como proyectiles resultantes. La extensión de la onda de choque depende de la fase del contenido del recipiente en forma original. La Tabla 6.7 describe escenarios posibles.



260

TABLA 6.7 CARACTERISTICAS DE DIVERSOS TIPOS DE EXPLOSIONES

FISICAS

Tipo

Energía de la Onda de Choque

Recipiente lleno de gas

Expansión de gas

Recipiente lleno de líquido Tlíquido < T ebullición del líquido

Expansión de gas a partir del espacio de vapores; el contenido líquido fluye hacia afuera

Recipiente lleno de líquido Tlíquido > T ebullición del líquido

Expansión de gas acoplado con evaporación flash de líquido

La máxima cantidad de energía en un recipiente fallando que puede ser liberada se puede identificar como sigue: • Energía cinética de los fragmentos

• Energía de la onda de choque • Energía de “desecho” (calentamiento del aire a los alrededores) • Energía potencial de los fragmentos (energía plástica impartida a los

fragmentos) La distribución relativa de estos términos de energía puede cambiar durante el curso de una explosión. Exactamente que proporción de energía disponible puede actualmente incorporarse a la producción de ondas de choque es muy difícil de establecer. Saville49 en el Código de Seguridad de Alta Presión UK sugiere que el 80 % de la energía disponible en el sistema se traduce a ondas de choque (la energía restante se traduce en energía cinética de fragmentos). Sin embargo, estableciendo la suposición de que el 100 % de la energía disponible se incorpore a la formación de ondas de choque es normalmente no significativa debido a que la ley de escalamiento a la tercera potencia reduce la sensitividad de la aproximación. En general las explosiones físicas a partir de la ruptura catastrófica de recipientes pueden producir explosiones direccionales. Estas ocurren debido a que la falla usualmente se presenta a partir de la propagación de una fractura inicial en un punto. Si la falla genera un gran número fragmentos, la explosión es menos direccional. Sin embargo, el tratamiento de ondas de choque a partir de este tipo de fallas usualmente no considera direccionalidad. _____________________________________________ 49 Saville, G. ; “ High Pressure Safety Code “ . High Pressure Technology Association, Imperial College, London, UK (1977 )



261

6.4.3 Descripción de la técnica Baker y col. 50 describen una técnica para estimar la sobrepresión para la ruptura de un contenedor lleno de gas basado en estudios experimentales realizados a pequeña escala. otros métodos relacionan directamente el cálculo de energía equivalente de TNT y usan correlaciones de ondas de choque como en la Figura 6.16. Son varias las expresiones que pueden desarrollarse para calcular la energía liberada cuando el gas tiene un volumen inicial, V y se expande en respuesta a un decremento en la presión a partir de la presión, P1 a la presión atmosférica P0 ( Brown51 ). Si se supone que la expansión ocurre isotérmicamente y que la ley de los gases ideales es válida, la siguiente ecuación puede derivarse:

) 6.25 ( PP

ln T RTT

PP

V 10 1.4 =W 2

11

1

0

0

16- ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛×

Donde: W = Energía , lb de TNT V = Volumen de gas comprimido, ft3 P1 = Presión inicial del gas comprimido, psia P0 = Presión estándar = 14.7 psia P2 = Presión final del gas comprimido, psia T1 = Temperatura del gas comprimido, °R T0 = Temperatura estándar = 492 °R R = Constante de los gases = 1.987 Btu / lbmol - °R 1.4 × 10-6 = Factor de conversión (supone que 2000 Btu = 1 lb de TNT) La cantidad de energía equivalente de TNT calculada puede utilizarse para estimar los efectos de las ondas de choque. Como en una explosión de nubes de vapores no confinados, la analogía de la explosión de un contenedor de gas presurizado a un punto fuente de la explosión de TNT en fase condensada no es adecuada en el campo cercano. Prugh52 sugiere un método corregido utilizando una distancia virtual a partir del centro de la explosión basado en los trabajos de Baker y col. 50 y Petes53 . _______________________________________ 50 Baker, W.E., Cox, P.A. , Westine, P.S., Kulesz, J.J. and Strehlow, R.A. ; “ Explosion Hazards and Evaluation “ ; Elsevier , New York, N.Y. (ISBN 0-444-42094-0) (1983) 51 Brown, S.J. ; “ Energy Release Protection for Pressurized Systems. Part I Review of Studies into Blast and Fragmentation “ ; Applied Mechanics Reviews 38 ; pp. 1625 - 1651 ; 12 December ( 1985 ) 52 Prugh, R.W. ; “ Quantitative Evaluation of BLEVE Hazards “ ; AIChE Loss Prevention Symposium, Paper N° 74e ; AIChE Spring National Meeting, New Orleans, March 6-10 ( 1988 ) 53 Petes, J. ; “ Watch Your equivalent Weight - Pressure Vessels “ ; 13th Annual Explosives Safety Seminar; San Diego, CA; p. 135 ( 1971 )



262

La presión de ruptura, PS, en la superficie de un recipiente presurizado explotando puede ser estimada a partir de la siguiente expresión Prugh52:

( ) ( )[ ]

( ) ) 6.26 (

P5.9 + 1 M

T

1 - P 1 - 3.5 - 1 P= P

1 - 2 -

0.5

S

SSb

γγ

γ

γ

⎪⎪

⎭

⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

Donde: Ps = Presión en la superficie del recipiente, bara

Pb = Presión de ruptura del recipiente, bara γ = Relación de calores específicos, adimensional T = Temperatura absoluta, °K

M = Masa molecular del gas, lb / lb-mol La ecuación anterior supone que la expansión puede ocurrir dentro del aire a presión atmosférica y a temperatura de 25 °C. Una solución por prueba y error es requerida debido a que la ecuación no es explícita para Ps. Conociendo la presión de ruptura en la superficie, Ps, la distancia escalada Z, para la explosión puede ser determinada a partir de la Figura 6.16. Muchos recipientes a presión están cerca del nivel de piso y la Figura 6.16 es adecuada. Sin embargo, si el recipiente se encuentra elevado puede ser más útil el usar la curva TNT para una explosión libre en el aire presentada en la Figura 6.17. Un valor para la distancia R, a partir del centro de la explosión puede ser calculado mediante:

) 6.27 ( W

R Z 1/3 =

Donde: W = Energía equivalente de TNT puede ser calculado de la ecuación (6.25) La distancia a partir del centro de un contenedor presurizado a su superficie puede ser calculada y entonces restar la distancia R, para producir una “distancia virtual” que se sumara a las distancias para las evaluaciones de ondas de choque. Debido a que la energía almacenada es muy grande el principal peligro de la ruptura de un recipiente lleno de gas no son los efectos de las ondas de choque sino los proyectiles que de él se generan.



263

EXPLOSION HEMIESFERICA

0.1

1

10

100

1000

10000

0.1 1 10 100Distancia escalada (ft/lb1/3)

Sobr

epre

sion

(lb/

in2 )

Figura 6.16 PARAMETROS DE ONDAS DE CHOQUE PARA EXPLOSIONES DE TNT EN SUPERFICIES HEMIESFERICAS A NIVEL DEL MAR ( US Army,

1969)

EXPLOSION ESFERICA

0.1

1

10

100

1000

10000

0.1 1 10 100Dis tanc ia e s c alada (ft/ lb 1 / 3 )

Figura 6.17 PARAMETROS DE ONDAS DE CHOQUE PARA

EXPLOSIONES DE TNT EN SUPERFICIES ESFERICAS A NIVEL DEL MAR ( US Army, 1969)



264

Baker y col.50 y Brown54 establecen fórmulas para predecir los efectos de

proyectiles. Ellos consideran la fractura de recipientes cilíndricos y esféricos en 2, 10 y 100 fragmentos. La primera parte de los cálculos involucra la estimación de la velocidad inicial. Algunos de los fragmentos son acelerados y pueden volar a través del aire hasta impactar con otro objeto u objetivo sobre el piso. La segunda parte de la estimación de los cálculos implica la estimación de la distancia la cual el proyectil puede viajar. En general y de acuerdo con Baker y col.50, la técnica para predecir las velocidades iniciales de fragmentos para recipientes esféricos y cilíndricos deflagrando en fragmentos iguales requiere del conocimiento de la presión interna P, el volumen interno Vo, la masa del contenedor Mc, la relación de los calores específicos del gas γ, la constante de la ley de los gases ideales Rm y la temperatura absoluta del gas al deflagrar To. Conociendo la información anterior y haciendo suposiciones adicionales acerca de como el recipiente puede fracturarse, la Figura 6.18 y la Figura 6.19 son utilizadas para estimar la velocidad inicial u de los fragmentos. Baum 55 también discute las velocidades de misiles a partir de la ruptura de recipientes y tuberías. Un método simplificado alternativo para calcular la velocidad inicial es a través del uso de la ecuación de Moore 56:

) 6.28 ( W

D P 2.05 u 5.03

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

Donde: u = Velocidad inicial, ft / seg

P = Presión de ruptura, psig D = Diámetro del fragmento, pulg W = Peso de los fragmentos, lb

El siguiente paso es estimar la relación empuje / arrastre para el fragmento CLAL / CDAD. Para fragmentos “pesados” una suposición razonable es fijar la relación empuje / arrastre igual a cero. ______________________________________ 54 Brown, S.J. ; “ Energy Release Protection for Pressurized Systems. Part II Review of Studies into Impact / Terminal Ballistics “ ; Applied Mechanics Reviews 39 ; pp. 177 - 201 ; 2 February ( 1986 ) 55 Baum, M.R. ; “ The velocity of Missiles Generated by the Disintegration of Gas-Pressurized Vessels and Pipes “ ; Journal of Pressure Vessel Technology 106 ; pp. 362 - 368 ; 4 November ( 1984 ) 56 Moore, C.V. ; “ The Design of Barricades for Hazardous Pressure Systems “ ; Nuc. Eng. Des. 5 ; pp. 1550 - 1566 ; ( 1967 )



265

Figura 6.18 VELOCIDAD DE FRAGMENTOS ESCALADA vs PRESION ESCALADA



266

Figura 6.19 FACTOR DE AJUSTE PARA FRAGMENTOS CON MASA DIFERENTE



267

Un valor para CD puede seleccionarse a partir de la Figura 6.20. Entonces la Figura 6.21 puede ser utilizada para estimar el rango máximo, R.

Kinney y Graham 57 sugieren una fórmula muy simple para estimar una distancia

segura a partir de la explosión de una bomba:

) 6.29 ( w120 r 1/3 = Donde: r = Distancia, m

w = Peso de TNT, kg

Brown 58, 54 brinda otros métodos para la predicción de fragmentos. Referencias adicionales sobre proyectiles incluyen a Tunkel 59, Sun y col. 60 y TNO 61. TNO considera que comúnmente el punto de falla puede ser una accesorio del recipiente, así considera que boquillas, entradas de hombre y válvulas son proyectiles típicos en su análisis. Las distancias de los fragmentos y su tamaño son discutidas al analizar BLEVE´s (Explosiones de vapores expandidos de líquidos en ebullición) y daños a partir de proyectiles.

6.4.4 Aplicaciones

Muy pocos Análisis Cuantitativos de Riesgos en Procesos Químicos consideran las implicaciones de rupturas catastróficas de recipientes. En general este tipo de fallas se traducen en un riesgo para el personal de la planta primariamente. Sin embargo, los fragmentos de recipiente pueden acelerarse a distancias significativas. El estudio Canvey consideró los efectos del daño por proyectiles sobre otros recipientes de proceso. _______________________________________ 57 Kinney, G.F. and Graham, K.J.; “ Explosive Shocks in Air “ ; 2nd edition, Springer - Verlag, New York, N.Y. ( 1985 ) 58 Brown, S.J. ; “ Energy Release Protection for Pressurized Systems. Part I Review of Studies into Blast and Fragmentation “ ; Applied Mechanics Reviews 38 ; pp. 1625 - 1651 ; 12 December ( 1985 ) 59 Tunkel , S.J. ; “ Barricade Design Criteria “ ; Chemical Engineering Progress ; pp. 50 - 55 ; September ( 1983 ) 60 Sun , C.; Burdette, M. y Barnett, R.O. ; “ Missile Penetration “ ; Journal of the Structural Division of the American Society of Civil Engineers 102 (ST5) ; pp. 1141 - 1146 ; ( 1976 ) 61 TNO; Methods for the Calculation of the Physical Effects of the Escape of Dangerous Materials : Liquids and Gases ; “ The Yellow Book” , 2 volumes, in English, P.O. Box 432 7300AH Apeldoorn, The Netherlands ( 1979 )



268

6.4.5 Diagrama Lógico

Un diagrama lógico para el modelado de rupturas catastróficas de recipientes llenos con gas es presentado en la Figura 6.22.

6.4.6 Fundamento teórico

La tecnología de liberación de energía a partir de recipientes presurizados con gas ha empezado a recibir atención después de una centuria de fallas catastróficas de calderas y otros recipientes a presión. El interés en sistemas de ultra-alta-presión también ha generado interés.

Mucho trabajo experimental se ha iniciado, primariamente a escala pequeña con recipientes los cuales se hacen deflagrar en un gran número de fragmentos, para relacionar el fenómeno de las ondas de choque con las relaciones desarrolladas TNT. 6.4.7 Requerimientos de entrada y disponibilidad

La tecnología requiere de datos sobre la resistencia del contenedor. La máxima presión para deflagración del contenedor puede ser derivada a partir de información específica sobre metalurgia y diseño. Sin embargo, para muchos propósitos es suficiente con referirse a los códigos de diseño para estimar la presión máxima de deflagración basada en el factor de seguridad empleado. 6.4.8 Salida

Las salidas a partir del análisis de sobrepresión contra la distancia para los efectos de las ondas de choque y la velocidad y el rango máximo esperado de proyectiles son generados a partir de la presión de ruptura del recipiente. 6.4.9 Aproximaciones de simplificación

Las técnicas presentadas se basan principalmente en aproximaciones simplificadas. Se puede suponer conservadoramente que el 100 % de la energía almacenada se convierte en ondas de choque. También se puede suponer que los recipientes pueden fallar a cuatro veces su presión de diseño en el peor de los casos.



269

Figura 6.20 COEFICIENTES DE ARRASTRE , CD PARA VARIAS FORMAS



270

Figura 6.21 RANGOS DE FRAGMENTOS ESCALADOS vs FUERZA ESCALADA



271

Figura 6.22 DIAGRAMA LOGICO PARA CALCULO DE ONDAS DE CHOQUE Y EFECTOS DE PROYECTILES POR LA RUPTURA DE RECIPIENTES PRESURIZADOS LLENOS CON GAS

Contenedor congas presurizado

Estimar el equivalenteTNT

(energía almacenada)

Estimar el parámetrode distancia escalada

para la m ism a sobrepresión dada

Estimar la distanciapara la m ism a

sobrepresión dada

Determ inar las zonasde efectos de

explosiones físicas

O nda de choque Proyectiles

Estimar el núm ero de fragmentos

proyectil

Estimar la velocidadinicial

del fragmento

Estimar el rangom áxim o delfragm ento

Asistir en el im pactode proyectiles en los

alredores de la plantay en la com unidad

CurvaTNT escalada



272

6.4.10 Ventajas y desventajas

La principal fortaleza de estos métodos es que ellos se basan en información experimental. La energía de ondas de choque a partir de recipientes dúctiles es usualmente direccional. 6.4.11 Identificación y tratamiento de posibles errores

Es muy difícil el predecir el número de proyectiles y hacia adonde los mismos pueden ser proyectados. 6.4.12 Utilidad

En general los recipientes presurizados con gas no pueden almacenar suficiente energía para representar un riesgo más allá de las fronteras de la planta, por lo tanto, esta técnica encuentra una gran aplicación en estudios que involucran riesgos en la planta. Este tipo de incidentes puede derivar en efectos dominó particularmente a partir de los efectos que los proyectiles producen. Muy pocos estudios Análisis Cuantitativos de Riesgos en Procesos Químicos han incorporado efectos de proyectiles en una base cuantitativa. 6.4.13 Necesidad de recursos

Un ingeniero de proceso debe estar disponible para desarrollar cada tipo de cálculo en pocas horas. Más dificultad implica las consideraciones de efectos dominó secundarios a partir de los proyectiles. 6.4.13 Software disponible

No existe



273

6.5 EXPLOSIONES CONFINADAS 6.5.1 Propósito Las explosiones confinadas en su contexto incluyen deflagraciones u otras fuentes de reacción química rápida las cuales se desarrollan en recipientes y edificios. Las explosiones de polvos y explosiones de vapores con contenedores de baja resistencia ( por ejem: edificios) son una categoría mayor de explosiones confinadas. Reacciones de combustión, descomposiciones térmicas o reacciones fuera de control en recipientes y equipo de proceso son otro componente mayor de explosiones confinadas. En general, una deflagración ocurre en un edificio o estructura de baja resistencia tal como un silo de almacenamiento y el impacto de estas en la comunidad vecina es menor debido a las cantidades relativamente pequeñas de combustibles o energía involucrada. Tanto las ondas de choque como los proyectiles son los principales riesgos en explosiones confinadas. 6.5.2 Filosofía El diseño de recipientes de proceso sujetos a presión interna es tratado en códigos tales como Código de recipientes a presión bajo fuego 62 (ASME, 1986). Los recipientes pueden ser diseñados para contener deflagraciones internas. Recomendaciones para esto están contenidas en el estándar 69 de la NFPA (1986) y Noronha y col. 63 (1982). El diseño de sistemas de alivio tanto para confinamientos de baja resistencia como recipientes de proceso, comúnmente referido como "venteos de explosión" es cubierto en la "guía para venteos de deflagración" 64 ( NFPA 68, 1986), la cual está basada principalmente en los trabajos de Bartknecht y asociados. 6.5.3 Aplicaciones Existe poca información publicada que considere las implicaciones de los efectos, sin embargo el Estudio Canvey 65 (Health and Safety Executive, 1978) considera los efectos de daño por misiles sobre recipientes de proceso. _________________ 62 ASME Boiler and Pressure Vessel Code : Section VIII , Pressure Vesseels. Amercian Society of Mechanical Engineers, New York ( 1986 ) 63 Noronha, J.A. , Merry, J.T. and Reed, W.C.; " Deflagration Pressure Containment (DPC) for Vessel Safety Design "; Plant / Operations Progress 1 , pp. 1-6 64 Guide for Explosion Venting . NFPA 68. National Fire Protection Association, Quincy, MA (1986) 65 Health and Safety Executive "Canvey - An Investigation of Potential Hazards from the Operations in the Canvey Island / Thurrock Area ", 195 pp., HMSO, London, UK (1978)



274

6.5.4 Descripción de la técnica Esta técnica se basa en la determinación del pico de presión. Donde esto es suficiente para causar falla en el recipiente y las consecuencias pueden ser determinadas. Para muchos recipientes de proceso diseñados bajo el código ASME, la presión mínima de ruptura (bursting pressure) es cuatro veces la presión permisible de trabajo (maximum allowable working pressure, MAWP). Por diferentes razones (corrosión inicial permisible, uso del siguiente espesor de placa para construcción, etc.), las resistencias últimas de un recipiente pueden exceder en forma importante la supuesta. Una presión de ruptura puede estimarse utilizando la resistencia última del material a un 100 % de eficiencia de soldadura en cálculos de stress. La explosión de una mezcla flamable en un recipiente de proceso o una tubería puede ser una deflagración o una explosión. La detonación es la forma más violenta de la combustión, en la cual la flama tiene transición a una onda de choque. Ejemplos bien conocidos de detonación de gases son el hidrógeno, acetileno y etileno. Una deflagración es un proceso de combustión a baja velocidad, pero puede tener una transición a una detonación. Esta transición puede ocurrir en tuberías de proceso pero no es común en recipientes. Una explosión de polvos es usualmente una deflagración. Algunas de las explosiones más destructivas en minas de carbón y elevadores de granos dan indicadores fuertes que se aproximan a una detonación pero lo anterior no ha sido verificado totalmente de forma experimental. Ciertos factores en la combustión de polvos son únicos y esto ha llevado a modelar en forma separada respecto a los gases. Deflagraciones

Para mezclas de gases inflamables, Lees 66 (1980) sumariza el trabajo de Zabetakis 67 (1965) del Buró de minas de USA; para el máximo incremento en la presión:

Donde: M = Masa molecular de la mezcla gaseosa N = Número de moles en la fase gas T = Temperatura absoluta de la fase gas P = Presión absoluta max = Valor pico

1 = Estado inicial 2 = Estado final

_________________ 66 Lees, F.P.; Loss Prevention in the Process Industries; 2 Volumes: Butterworths, London, Boston (ISBN 0-0408-10604-2). (1980) 67 Zabetakis, M.G.; " Flammability Characteristics of Combustible Gases and Vapors "; Bulletin 627 , U.S. Dept. of the Interior, Bureau of Mines, Washington, D.C. (1965)

) 6.30 ( T M

T M

T N T N

P

P

12

21

11

22

1

(max) 2 ==



275

El estándar 68 de la NFPA también da una relación cúbica del incremento de la presión respecto al volumen del recipiente de la forma :

Entonces utilizando esta relación, con valores derivados experimentalmente para K (la cual es una función de la composición, fase, energía de ignición y volumen) para producir nomogramas para calcular el área del venteo para aliviar una sobrepresión. La guía también lista tablas de datos experimentales para gases, líquidos y polvos que muestran la Pmax y dP/dt. Datos experimentales específicos pueden utilizarse cuando sea posible. A partir de estos datos experimentales y a partir de las relaciones dadas por Zabetakis, el máximo incremento de presión para muchas deflagraciones es:

P2 / P1 = 8 para mezclas de hidrocarburo - aire

P2 / P1 = 16 para mezclas de hidrocarburo - oxígeno Detonación Lewis y von Elbe 68 (1987) describen la teoría de la detonación, la cual puede ser usada para predecir el pico de presión y las propiedades de la onda de choque (por ejemplo: velocidad y presión de impulso). Lees 66 (1980) dice que el pico de presión para una detonación en un recipiente inicialmente a presión atmosférica puede ser cercano a 20 bar. Esta presión puede ser varias veces mayor si se tiene reflexión sobre las superficies sólidas. _________________ 68 Lewis, B. and von Elbe, G. ; Combustion, Flames and Explosions of Gases; 3rd edition, Academic Press, San Diego, CA. ( 1987 )

) 6.31 ( ) polvospara Ko gasespara K( acióncaracteriz defactor )(V dtdP St g

1/3

max

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛



276

Explosiones de Polvos El estándar 68 de la NFPA, Bartknecht 69 (1981) y Lees 66 (1980) reportan una cantidad importante de datos de prueba de explosiones. Los nomogramas del estándar 68 NFPA pueden ser utilizados para determinar la presión en el recipiente, brindando las funciones relacionadas del tamaño del venteo, clase de polvo ( St-1, 2 ó 3) o KSt, tamaño del recipiente y la presión de liberación del venteo son conocidas. Los nomogramas para las tres clases de polvos son :

St - 1 para KSt < 200 bar - m / seg St - 2 para 200 < KSt < 300 bar - m / seg

St - 3 para KSt > 300 bar - m / seg

Adicionalmente valores de KSt de 50 - 600 bar - m / seg son proporcionados. Ecuaciones empíricas son también proporcionadas para resolver el problema de forma algebraica. En el caso de contenedores de baja resistencia, estimaciones similares pueden hacerse utilizando las ecuaciones citadas por Swift y Epstein 70 (1987). Si los valores del pico de presión calculados exceden la presión de ruptura del recipiente, entonces las consecuencias de la explosión resultante deben ser determinadas. Los efectos resultantes son ondas de choque, fragmentos y una nube de calor. Aunque la presión a la cual el recipiente se rompe puede ser por debajo de la máxima presión que puede desarrollarse. En descomposiciones químicas y detonaciones es frecuentemente supuesto que la energía química almacenada disponible es convertida a equivalente de TNT. El fenómeno incremento de presión es un peligro potencial importante sobre todo en espacios interconectados. La presión desarrollada por una explosión en un espacio A puede causar incremento de presión/temperatura en un espacio conectado B. Esta presión incrementada es ahora el punto de arranque para un posterior incremento en la presión de explosión. Este fenómeno se ha observado también de forma frecuente en equipo eléctrico instalado en áreas que manejan materiales inflamables. Una pequeña explosión primaria de polvos puede tener consecuencias mayores si polvo combustible adicional está presente. El choque de la explosión inicial de polvo puede dispersar el polvo adicional y causar una explosión secundaria con una violencia considerablemente mayor. _________________ 69 Bartknecht, W. ; Explosions, Course, Prevention, Protection; Springer-Verlag, New York ( 1981 ) 70 Swift, I. And Epstein, M. ; " Performance of Low Pressure Explosion Vents " ; Plant / Operations Progress 6; pp. 98 - 105 ( 1987 )



277

6.5.5 Diagrama lógico Un diagrama lógico del modelado de una explosión confinada es mostrado paso a paso en la figura 6.23.

Figura 6.23 DIAGRAMA LOGICO DE UNA EXPLOSION CONFINADA

Mezcla flamable o material químicopotencial en el recipiente de

proceso o confinado

Estimar el máximoincremento de presión( para mezclas flamables )

Estimar la presión deruptura del recipiente

o confinamiento

Es el pico de presiónmayor que la presión deruptura del recipiente o

confinamiento ?

Efectos secundarios sonposibles ?. Presiones que conduzcan a explosiones

de polvos secundarias

Estimar la onda de choque y fragmentos

Sinconsecuencias

Estimar la cantidad deenergía liberada como

un peso equivalentede TNT

Utilice las técnicas deestimación establecidaspara explosiones físicas

de recipientes

Utilice las técnicas deestimación establecidaspara explosiones físicas

de recipientes

No Si

No

Si

ProyectilesOndas de choque



278

6.5.6 Fundamentos teóricos Si bien los fundamentos de la teoría de la combustión y explosión han evolucionado a lo largo de los últimos 100 años, Una aplicación detallada para muchos gases se ha observado recientemente. Para moléculas simples, el fundamento teórico es el sonido. Para especies más complejas, particularmente polvos, el tratamiento es más empírico. 6.5.7 Requerimientos de entrada y disponibilidad La tecnología requiere datos sobre la resistencia de contenedores y parámetros de combustión. Lo último usualmente está disponible, datos sobre el comportamiento del recipiente son más complejos. La presión de ruptura de recipientes puede ser derivada aproximadamente solamente con una apreciación total de la metalurgia del recipiente y la historia de operación; sin embargo, esto puede ser suficiente para una análisis cuantitativo del riesgo para referirse a códigos de diseño relevantes y estimar la presión de ruptura basadas en el factor de seguridad empleado. 6.5.8 Salida de información Los resultados de este análisis para explosiones confinadas en recipientes es típicamente la onda de choque y proyectiles. Utilizando el estándar 68 de la NFPA, sobrepresiones pueden ser estimadas para recipientes venteados y edificios lo cual lleva a estimados de los niveles de daño esperados. 6.5.9 Aproximaciones de simplificación El pico de presión que se alcanza en explosiones confinadas puede ser estimado como sigue: la deflagración es ocho veces la presión absoluta inicial y una detonación 20, para mezclas de hidrocarburos – aire. Se puede suponer que los recipientes de proceso fallan a cerca de 4 veces la presión de diseño para trabajo. En el caso de explosiones de polvos, los nomogramas de la NFPA pueden ser usados para recipientes relativamente resistentes y las ecuaciones de Swift-Epstein indicadas en el estándar 68 de NFPA para estructuras de baja resistencia como edificios. 6.5.10 Fuerzas y debilidades La principal fuerza de este método es que está basado en un amplio trabajo experimental. La principal debilidad es que no han sido desarrollados para utilizarse en Análisis Cuantitativos de Riesgo en Procesos Químicos, como algo opuesto al diseño de sistemas de alivio de presión. Algunos datos son difíciles de obtener.



279

6.5.11 Identificación y tratamiento de posibles errores Schofield71 (1984) reporta que recientes experimentos del comportamiento de mezclas inflamables en volúmenes grandes (30 m3 o 1000 ft3) indica que cálculos de venteos desarrollados a pequeña escala pueden sobredimensionar los venteos. La evaluación de las fuerzas contenidas puede ser la principal fuente de error. 6.5.12 Utilidad Las técnicas discutidas pueden ser aplicables y los datos estar disponibles (proporcionando un estimado simple de la presión de ruptura que es aceptable). 6.5.13 Recursos Un ingeniero de proceso puede estar disponible para desarrollar cada tipo de cálculo en una hora. Más difícil resulta la consideración de efectos secundarios y sus implicaciones. 6.5.14 Software No existe o no está disponible. _________ 71 Schofield , W. ; Explosions, Course, Prevention, Protection; Springer-Verlag, New York ( 1981 )



280

6.6 EXPLOSIONES DE VAPORES EXPANDIDOS DE LIQUIDOS EN EBULLICION (BLEVE´s) Y BOLAS DE FUEGO (FireBalls) 6.6.1 Propósito En estas notas se maneja el caso especial de una ruptura catastrófica de un recipiente sujeto a presión. Una BLEVE (Boiling Liquid Expanding Vapor Explosion, Explosión de vapores expandidos de líquidos en ebullición) ocurre cuando se tiene una pérdida súbita del contenido de un recipiente sujeto a presión que tiene una líquido supercalentado o un gas licuado. Esta sección describe los métodos utilizados para calcular los efectos de la ruptura de un recipiente y la bola de fuego que resulta si el líquido liberado es flamable y se incendia. 6.6.2 Filosofía Una BLEVE es la liberación brusca de una gran cantidad de líquido supercalentado a la atmósfera. La causa primaria es usualmente una flama externa en contacto con el cuerpo del recipiente justo arriba del nivel de líquido, el calentamiento de los vapores conlleva a una ruptura violenta del cuerpo del recipiente. La válvula de alivio de presión no es suficiente para proteger de este tipo de eventos. Una BLEVE puede ocurrir debido a un mecanismo que resulta en la falla súbita del contenedor con un líquido supercalentado el cual flashea, los incrementos típicos en volumen de este tipo de eventos es de aproximadamente 200 veces. Esto es suficiente para generar una onda de sobrepresión y fragmentos. Si el líquido liberado es flamable, bolas de fuego resultarán de la liberación. Los tipos más conocidos de BLEVE´s involucran gas LP. Cuando un fuego externo entra en contacto con el cuerpo del recipiente arriba del nivel del líquido, el recipiente usualmente falla en un lapso de 10 a 20 minutos. Un gran número de incidentes de esta naturaleza se han presentado a lo largo del mundo: San Carlos, España (11 Julio, 1978), Crescent City, Illinois USA (21 Junio, 1970) y Sn. Juan Ixhuatepec, México (19 Noviembre, 1984). La filosofía de modelado de este tipo de eventos es totalmente empírica. Modelos de proyectiles son también empíricos. Un gran número de artículos revisan el modelado de BLEVE´s, incluyendo a Moorehouse y Pritchard 72 Mudan 73, Pitblado74 y Prugh 75. ____________________________________ 72 Moorhouse, J. y Pritchard, M.J. ; “ Thermal Radiation Hazards from Large Pool Fires and Fireballs – A Literature Review “ ; The Assessment of Major Hazards ; I ChemE Symposium Series N° 71, I ChemE , Rugby, Uk ; pp. 397 – 428 ; (ISBN 0-08-0287768-9) ( 1982 ) 73 Mudan, K.S. ; “ Thermal Radiation Hazards from Hydrocarbon Pool Fires “ ; Proc. Combust. Sci. 10 (1) , ; pp. 59 - 80 ; (ISBN 0360-1285) ( 1984 ) 74 Pitblado, R.M. ; “ Consequence Models for BLEVE Incidents “ ; Major Industrial Hazards Project ; Warren Center for Advanced Engineering. University of Sydney , NSW 2006, Australia ( ISBN 0949269-37-9 ) ( 1986 ) 75 Prugh, R.W. ; “ Quantitative Evaluation of BLEVE Hazards “ ; AIChE Loss Prevention Symposium, Paper N° 74e ; AIChE Spring National Meeting, New Orleans, March 6-10 ( 1988 )



281

6.6.3 Aplicación

Modelos de BLEVE´s son parte estándar de un análisis de riesgos en plantas químicas ( Rijnmond Public Autorithy 76) y para la investigación de accidentes mayores (Ciudad de México, Pietersen y Huerta 77). 6.6.4 Descripción de la técnica

El cálculo de incidentes con BLEVE´s, como con incidentes de fuego, es un procedimiento que se desarrolla paso a paso. El primer paso es la determinación de la presión y fragmentos, como esto aplica a todos los incidentes con BLEVE´s (independientemente que estén presentes o no materiales inflamables). Para materiales inflamables la predicción de la intensidad de la radiación térmica a partir de bolas de fuego también debe ser considerada.

Los efectos de presión usualmente están limitados en magnitud, así el interés primario se enfoca a la predicción de efectos dominó sobre recipientes adyacentes para un posible daño a las comunidades vecinas. Los efectos de presión fue una de las mayores causas de propagación del desastre de Sn. Juan Ixhuatepec en México, D.F. Baker y col. 78 discute la predicción de ondas de presión en detalle y brinda un problema de ejemplo en el capítulo 2 de su libro. TNO 79 también brinda un modelo de explosión física, el cual fue usado por Pietersen y Huerta 77 en el análisis del incidente de Sn. Juanico. Prugh 75 presenta métodos para calcular un equivalente a TNT y también incorpora el proceso de vaporización flash de la fase líquida en adición a la fase vapor originalmente presente. La predicción de los efectos de fragmentos es también importante, ya que muchas muertes y efectos dominó son atribuibles a fragmentos. El método de Baker y col. 78 puede ser usado, pero un trabajo específico sobre peligros de fragmentos en BLEVE´s ha sido desarrollado por la Association of American Railroads 80 , 81 (AAR) y por Holden y Reeves 82 . ________________________________________ 76 Rijnmond Public Autorithy ; A Risk Analysis of 6 Potentially Hazardous Industrial Objects in the Rijnmond Area – A Pilot Study ; D. Reidel, Dordrecht, The Netherlands and Boston, MA ; (ISBN 90-277-1393-6) ( 1982 ) 77 Pietersen, C.M. and Huerta, S.C. ; “ Analysis of the LPG Incident in San Juan Ixhuatepec, Mexico City, 19 Nov. 1984 “ ; TNO Report B4-0222, P.O. Box 342 7300 AH, Apeldoorn, The Netherlands ( 1985 ) 78 Baker, W.E., Cox, P.A. , Westine, P.S., Kulesz, J.J. and Strehlow, R.A. ; “ Explosion Hazards and Evaluation “ ; Elsevier , New York, N.Y. (ISBN 0-444-42094-0) (1983 ) 79 TNO; Methods for the Calculation of the Physical Effects of the Escape of Dangerous Materials : Liquids and Gases ; “ The Yellow Book” , 2 volumes, in English, P.O. Box 432 7300AH Apeldoorn, The Netherlands ( 1979 ) 80 Association of American Railroads ; “ Analysis of Tank Car Tub Rocketing in Accidents “ ; AAR Report R 146, Washington, D.C. ( 1972 ) 81 Association of American Railroads ; “ Summary of Ruptured Tanks Car Involved in Past Accidents “ ; AAR Report R 310, Washington, D.C. ( 1973 ) 82 Holden, P.L. and Reeves, A.B. ; “Fragment Hazards from Failures of Pressurized Liquefied Gas Vessels“ ; Assessment and Control of Major Hazards ; I ChemE Symposium Series N° 93, I ChemE , Rugby, UK ; pp. 205 – 220 ; (ISBN 0-85295-189-2) ( 1985 )



282

La AAR reporta que 113 fallas mayores en recipientes cilíndricos horizontales en situaciones de fuego, cerca del 80 % se tradujeron en fragmentos proyectados. Los fragmentos usualmente no están bien distribuidos. La dirección axial del recipiente recibe más fragmentos que en otras direcciones. Baker y col. 78 discuten la predicción de fragmentos en detalle y Holden y Reeves 82 brindan gráficas que muestran el rango de fragmentación.

La Figura 6.24 muestra que cerca del 80% de los fragmentos cubren un rango de

300 m (1000 ft). BLEVE´s a partir de pequeños recipientes de gas LP tienen una historia de un rango amplio de fragmentos, una sección final en el incidente de Sn. Juanico viajó 1000 m (3300 ft). El número total de fragmentos es aproximadamente función del tamaño del recipiente. Holden y Reeves 82 sugieren una correlación basada en 7 incidentes (Figura 6.25):

El rango de validez es capacidades de 700 a 2500 m3.

Normalmente, los tanques de almacenamiento de gas LP están diseñados para una presión de trabajo de 250 psig. Ellos tienen un factor de seguridad de 4, así la presión normal de ruptura es de 4 veces la presión de trabajo. BLEVE´s usualmente ocurren debido al contacto de flama directa sobre la porción no húmeda (espacio de vapor) del tanque. Esta área rápidamente alcanza 1200 °F y desarrolla suficiente fuerza para que el tanque falle a aproximadamente 300 – 400 psig. (Towsend y col. 83). Pitblado74 lista 13 correlaciones publicadas y compara diámetros de BLEVE´s como una función de la masa liberada. La fórmula TNO (Pietersen y Huerta 79 ) da una buena aproximación a los datos observados, pero existe cierta discrepancia en las fuentes de datos. _________________________________ 83 Towsend, W., Anderson, C., Zook, J. and Cogwill, G. ; “ Comparison of Thermally Coated and Insulated Rail Cars Filled with LPG Subjected to a Fire Environment “ ; Dec. Report FRA-OR and D 75-32 ; U.S. Department of Transportation ( 1974)

[ ] ) 6.32 ( )(m recipiente del capacidad 0.0096 3.77 - fragmentos de N 3 +=°



283

Todos los modelos usan una correlación tipo ley de potencia para relacionar el

diámetro de la BLEVE y su duración con la masa. Fórmulas útiles para parámetros físicos de la BLEVE son:

Diámetro pico de la bola de fuego, m:

Donde: M = Masa inicial de material flamable, kg Duración de la bola de fuego, seg. :

Altura al centro de la bola de fuego, m:

Diámetro inicial de la hemiesfera a nivel de piso, m:

Las fórmulas particulares para el diámetro de la bola de fuego y su duración no incluyen el volumen de oxígeno para la combustión. Esto, por supuesto varía y puede afectar el tamaño de la bola de fuego. El diámetro inicial es utilizado para describir la duración corta del volumen de la flama hemiesférica a nivel de piso antes de que las fuerzas de flotación la lleven a una altura semiestacionaria. Este efecto es claramente mostrado en la película de la NFPA “BLEVE” disponible a partir de la Asociación Nacional de Protección contra el Fuego, NFPA en Quincy, Massachusetts.

) 6.33 ( M6.48 D 0.325 max =

) 6.34 ( M0.825 t 0.26 BLEVE =

) 6.35 ( D0.75 H max BLEVE =

) 6.36 ( D1.3 D max inicial =



284

Figura 6.24 RANGO DE FRAGMENTOS EN INCIDENTES CON GAS LP



285

Figura 6.25 CORRELACION ENTRE NUMERO DE FRAGMENTOS Y LA CAPACIDAD DE RECIPIENTE ESFERICO PARA 7

EVENTOS



286

La radiación recibida por un objetivo (para la duración del incidente de la BLEVE) está dada por:

Donde: QR = Radiación recibida por un objetivo cuerpo negro, kW / m2 τ = Transmisividad, adimensional E = Flujo emitido por la superficie, kW / m2 F21 = Factor de visión, adimensional La transmisividad atmosférica, τ , es un factor importante. La radiación térmica es absorbida y disipada por la atmósfera. Esto causa una reducción en la radiación recibida por los objetivos. Algunos modelos de radiación térmica ignoran este efecto, efectivamente suponiendo un valor de τ = 1 para la transmisividad. Para trayectorias grandes (cerca de 20 m), donde la absorción puede ser de 20 – 40 %, esto puede llevar a una sobreestimación de la radiación recibida. Discusiones útiles están dadas por Simpson 84 y Pitblado74. Pietersen y Huerta 77 recomiendan una fórmula que correlaciona los efectos de la humedad:

Donde: τ = Transmisividad atmosférica entre 0 y 1, adimensional PW = Presión parcial del agua, Pascals ( New / m2) X = Longitud de la trayectoria, distancia a partir de la superficie de la flama al objetivo, m __________________________________ 84 Simpson, I.C. ; “ Atmospheric Transmissivity – The Effect of Atmospheric Attenuation on Thermal Radiation “ ; UKAEA Safety and Reliability Directorate. Report SRD R 304 , Culcheth, UK. (1984 )

) 6.37 ( F E Q 21 R τ=

( ) ) 6.38 ( X P 2.02 0.09 - W=τ



287

La radiación térmica usualmente se calcula utilizando el flujo emitido por la superficie, E, a través de la ecuación de Stephan-Boltzmann, la cual requiere la temperatura de la flama. Los flujos típicos de calor en BLEVE´s (200 – 350 kW / m2) son mucho más elevados en fuegos de derrames cuando la flama no genera humo. Roberts 85 y Hymes 86 brindan la manera de estimar el flujo de calor de la superficie como una fracción radiada del total del calor de combustión. Esta fracción típicamente es de 0.25 a 0.40:

Donde: E = Flujo emitido por la superficie, kW / m2 M = Masa de gas LP en la BLEVE, kg Hc = Calor de combustión, kJ / kg Dmax = Diámetro pico de la bola de fuego, m Frad = Fracción de radiación, 0.25 – 0.40 tBLEVE = Duración de la bola de fuego, seg Como los efectos de una BLEVE principalmente se relacionan con lesiones a las personas, un factor de visión geométrico para una esfera a la superficie normal de la esfera (no los componentes vertical u horizontal) puede utilizarse:

Donde : F21 = Factor de visión entre una esfera y la superficie objetivo D = Diámetro de la esfera, m x = Distancia del centro de la esfera al objetivo, m ___________________________________________ 85 Roberts, A.F. ; “ Thermal Radiation Hazards from Releases of LPG from Pressurized Storage “ ; Fire Safety Journal 4 ( 3 ) ; pp- 197 – 212 ( 1981) 86 Hymes, I. ; “ The Physiological and Pathological Effects of Thermal Radiation “ ; UKAEA Safety and Reliability Directorate. Report SRD R 275 , Culcheth, UK. (1983 )

( ) ) 6.39 (

tD M H F

E BLEVE

2max

crad

π=

) 6.40 ( x 4 D F 2

2

21 =



288

6.6.5 Diagrama lógico

Un diagrama lógico muestra el procedimiento de cálculo (figura 6.26). Este muestra la secuencia de cálculo para la determinación de la onda de choque, térmica y efectos de fragmentación de una BLEVE de material flamable. 6.6.6 Fundamentos teóricos

Modelos de BLEVE son una mezcla de correlaciones empíricas (para tamaño, duración y fracción radiante) y relaciones fundamentales (para factor de visión y transmisividad). Baker y col. 78 utilizaron análisis dimensional para el diámetro y duración aproximando a una correlación de raíz cúbica. Correlaciones de fragmentación son empíricas. 6.6.7 Requerimientos de entrada y disponibilidad

Modelos de BLEVE requieren las propiedades del material (calor de combustión y presión vapor), la masa del material y la humedad atmosférica. Modelos de fragmentos son muy simples y requieren del volumen del recipiente y la presión de vapor. Esta información es fácil de conocer. 6.6.8 Salida

La salida de un modelo de BLEVE es usualmente en nivel de flujo radiante y su duración, simetría radial es supuesta. Efectos de sobrepresión, si son importantes, pueden también obtenerse. Número de fragmentos y rangos pueden ser estimados, pero una aproximación probabilística es necesaria para determinar las consecuencias.



289

Figura 6.26 DIAGRAMA LOGICO PARA CALCULO DE BLEVE’s E INTENSIDAD TERMICA

BLEVE

Utilizar las técnicaspara explosiones

físicas

Determinar laszonas de efectos

explosiones físicas

Utilizar técnicaspara explosiones

físicas

Estimar tamañoy duración de

la BLEVE

Estimar el flujoemitido por la

superficie

Estimar factorgeométrico de

visión

Estimartransmisividad

atmosférica

Estimar flujotérmico recibido

Determinar elimpacto térmico

Liberación flamable

Ondas de choque Fragmentos Radiacióntérmica

Masa degasflamable

Fracciónradiaciónemitida

Distanciaalobjetivo



290


Diversos autores utilizan correlaciones simples basadas en modelos fundamentales. Similarmente utiliza correlaciones tipo ley de potencia para sumarizar su modelo más fundamental.

Considine y Grint 87 han actualizado lo anterior y proponen:

Donde: r50 = Rango de peligro para un 50 % de fatalidades, m t = Duración de la BLEVE, seg M = Masa de gas LP en la BLEVE, ton Las ecuaciones anteriores pueden arreglarse como:

La correlación de fragmentos descrita para contenedores de gas LP es una aproximación simplificada. 6.6.10 Ventajas y desventajas

Las dimensiones y duración de BLEVE´s han sido estudiadas por muchos autores y la base empírica la constituye diversos incidentes bien descritos, así como también pequeñas pruebas a nivel laboratorio. El uso de un estimado del flujo emitido por la superficie es una desventaja, ya que no es una propiedad fundamental. Correlaciones para fragmentos son objeto de discusión hasta la fecha.

________________________________________ 87 Considine, M. and Grint, G.C. ; “ Rapid Assessment of the Consequences of LPG Releases “ ; Proceedings of the Gastech 84 LNG / LPG Conference ; Nov. 6-9 , Published by Gastech Ltd. ; Rickmansworth, UK; pp. 187 – 200 ( 1985 )

) 6.42 ( M38.9 t

) 6.41 ( M t22 r

0.33

0.307 0.379 50

=

=

) 6.43 ( M38.9 r 0432 50 =



291


Los dos errores potenciales son la estimación de la masa involucrada y el flujo emitido por la superficie. El flujo emitido por la superficie es un término empírico derivado de la fracción radiante estimada. Cuando esta no está debidamente fundamentada, el valor usual es similar en magnitud (pero mayor) que el usado en el estándar API 521 para estimados de radiación de fuegos de quemadores tipo jet. Una gráfica simplificada o correlación de aproximación debe ser checada, considerando tipos diferentes de materiales y condiciones ambientales. 6.6.12 Utilidad

Modelos BLEVE requieren de una aplicación muy cuidadosa, ya que errores en la superficie de flujo, factor de visión o transmisividad pueden llevar a un error significativo. Los cálculos de la zona térmica peligrosa pueden iterarse debido al factor de forma y transmisividad las cuales son función de la distancia. Modelos de fragmentos muestran el posible alcance de fragmentos volando y los efectos de daños dificultan su uso. 6.6.13 Necesidad de recursos

Un ingeniero de proceso con algo de entendimiento de efectos de radiación térmica podrá utilizar modelos de BLEVE’s muy fácilmente. Un tiempo estimado de cálculo de medio día puede llevar a computarizar el cálculo y analizar resultados en función a la sensitividad de los mismos. 6.6.14 Software disponible

WHAZAN Computer Package Technica Inc. 355 East Campus View Blvd. Suite 110 Columbus, Ohio 43085 USA

ALOHA version 5.4



292

6.7 MODELOS DE EFECTOS

Los escenarios descritos anteriormente pueden llevarnos a la necesidad, como analistas de riesgos de determinar los efectos que los mismos generarían. Un método que ayuda a evaluar las consecuencias es el método de efecto directo, el cual predice los efectos sobre personas o estructuras basados en criterios predeterminados ( ejem : las muertes se supone que es el resultado de una exposición individual a cierta concentración de gas tóxico ). En la realidad, las consecuencias no toman la forma de funciones discretas pero pueden conformarse a funciones de distribución probabilísticas. Un método estadístico para evaluación de consecuencias es el método probit descrito por Finney 88. El método probit (unidad de probabilidad) refleja una relación generalizada dependiente del tiempo para cualquier variable que probabilísticamente pueda ser definida por una distribución normal. Por ejemplo Eisenberg y col. 89 utilizaron este método para evaluar los efectos de gases tóxicos al establecer una correlación estadística entre la dosis que representa una concentración por unidad de tiempo. El método probit también puede ser utilizado para evaluar los efectos térmicos, de explosiones así como también efectos debido a nubes tóxicas. El método probit utiliza la ecuación:

Donde: Pr = Valor de la función probit k1 , k2 = Constantes para la función probit particular V = Variable causal ( fuego, explosión, liberación tóxica, etc.) La tabla 6.9 muestra información que permite la transformación de valores de probits a porcentajes.

La tabla 6.10 nos presenta un compendio de diferentes tipos de daños ( fuego, explosión, liberación tóxica, etc.) y sus correspondientes constante k1 , k2 para los diferentes tipos de eventos. Con el uso de la ecuación 6.44 resulta posible evaluar las consecuencias de diversos tipos de incidentes. ________________________________________ 88 Finney, D.J. ; Probit Analysis ; 3rd edition ; Cambridge University Press, Cambridge ( ISBN 0-51-080-41-X ) ( 1971 ) 89 Eisenberg, N.A., Lynch, C.J. and Breeding, R.J. ; “ Vulnerability Model - A Simulation System for assesing Damage from Marine Spills “ ; U.S. Coast Guard, Office of Research and Development, Report N° CG-D-136-75, NTIS AD-015-245, Springfield, VA ( 1975 )

) 6.44 ( ) V ( ln k k Pr 21 +=



293

TABLA 6.8 TRANSFORMACION DE PROBITS A PORCENTAJES

% 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

0 --- 2.67 2.95 3.12 3.25 3.36 3.45 3.52 3.59 3.6610 3.72 3.77 3.82 3.87 3.92 3.96 4.01 4.05 4.08 4.1220 4.16 4.19 4.23 4.26 4.29 4.33 4.36 4.39 4.42 4.4530 4.48 4.50 4.53 4.56 4.59 4.61 4.64 4.67 4.69 4.7240 4.75 4.77 4.80 4.82 4.85 4.87 4.90 4.92 4.95 4.9750 5.00 5.03 5.05 5.08 5.10 5.13 5.15 5.18 5.20 5.2360 5.25 5.28 5.31 5.33 5.36 5.39 5.41 5.44 5.47 5.5070 5.52 5.55 5.58 5.61 5.64 5.67 5.71 5.74 5.77 5.8180 5.84 5.88 5.92 5.95 5.99 6.04 6.08 6.13 6.18 6.2390 6.28 6.34 6.41 6.48 6.55 6.64 6.75 6.88 7.05 7.33

% 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

99 7.33 7.37 7.41 7.46 7.51 7.58 7.65 7.75 7.88 8.09



294

TABLA 6.10 CORRELACIONES PROBIT PARA DIVERSAS VARIABLES CAUSALES V

Tipo de lesión o daño Variable causal V k1 k2 Fuego : Muertes por quemaduras de fuegos flash te Ie

4/3 / 104 -14.9 2.56 Muertes por quemaduras de fuegos en derrames t’ I4/3 / 104 -14.9 2.56 Explosión : Muertes por hemorragia en pulmón po - 77.1 6.91 Ruptura de tímpanos po -15.6 1.93 Muertes por impacto ( sobrepresión ) J - 46.1 4.82 Lesiones por impacto ( sobrepresión ) J - 39.1 4.45 Lesiones por fragmentos volando J - 27.1 4.26 Daño estructural po - 23.8 2.92 Ruptura de cristales po - 18.1 2.79 Liberaciones tóxicas : Muerte por metilisocianato C0.653 t - 5.642 1.637 Muerte por acroleína C t -9.931 2.049 Muerte por monóxido de carbono C t -37.98 3.70 Muerte por cloruro de hidrógeno C t - 16.85 2.00 Muerte por fosgeno C t - 19.27 3.686 Muerte por dióxido de azufre C t - 15.67 2.10 Muerte por floruro de hidrógeno C t - 35.87 3.354 Muerte por bromuro de metilo C t - 56.81 5.27 Muerte por acrilonitrilo C1.43 t - 29.42 3.008 Muerte por sulfuro de hidrógeno C1.43 t - 31.42 3.008 Muerte por amoníaco C2 t - 35.9 1.85 Muerte por benceno C2 t -109.8 5.30 Muerte por bromo C2 t - 9.04 0.92 Muerte por cloro C2 t - 8.29 0.92 Muerte por formaldehído C2 t - 12.24 1.30 Muerte por dióxido de nitrógeno C2 t - 13.79 1.40 Muerte por óxido de propileno C2 t -7.415 0.509 Muerte por tetracloruro de carbono C2.5 t - 6.29 0.408 Muerte por tolueno C2.5 t -6.794 0.408 Donde: te = Duración (tiempo efectivo) , seg Ie = Intensidad de radiación efectiva , W / m2 t’ = Duración del fuego en el derrame , seg I = Intensidad de radiación efectiva del derrame con fuego , W / m2 po = Onda de sobrepresión , New / m2 J = Impulso , New – seg / m2 C = Concentración , ppm t = Tiempo de exposición , min



295

6.7.1 Efectos de gases tóxicos Los resultados obtenidos a partir de modelos de dispersión pueden ser utilizados para la evaluación de los efectos debidos a gases tóxicos. Los criterios manejados para evaluación de efectos a la vida y la salud debido a emisiones accidentales de productos peligrosos son los mismos con los cuales se evalúan modelos de dispersión considerando concentraciones en el siguiente orden de evaluación:

1. IDLH’s 2. TLV – C 3. TLV – STEL 4. PEL

La dosis tóxica se calcula en términos de la concentración por unidad de tiempo de exposición dando una potencia multiplicada por la duración de la exposición ( Cn t ), con valores de “n” desde 0.60 hasta 3.00.

Para emisiones de tipo continuo, la dosis tóxica se calcula directamente. Para emisiones instantáneas (puff) las cuales varían en el tiempo, la dosis tóxica puede estimarse por integración o un sumatorio de los diferentes incrementos.

Los requerimientos para el análisis de efectos tóxicos requieren de proporcionar información a dos niveles:

1 . Predicciones de concentraciones tóxicas y duración de la exposición para los diferentes lugares relevantes ( escuelas, hospitales, etc. ) 2 . Criterios tóxicos para efectos específicos a la salud para el gas tóxico en particular ( IDLH’s, TLV-STEL, etc. )

) 6.45 ( t C o dt C tóxica Dosis n

1 ii

ni

finalt

inicialt

n ∑∫=

∆=



296

6.7.2 Efectos térmicos El propósito es la estimación de lesiones o daños a la gente y propiedades a partir de la radiación térmica a partir de incidentes que involucren fuegos.

El estándar API RP 521 (1982) brinda una revisión corta de los efectos por radiación térmica sobre la gente. Este se basa en experimentos y los datos están sumarizados en la tabla 3. Tratando de encontrar un valor límite y para propósitos de comparación la intensidad de la radiación solar en un día claro de verano es de 320 Btu / hr ft2 ( 1000 W / m2 ).

API sugiere un criterio térmico ( tabla 6.11 ), excluyendo la radiación solar, el

conjunto de zonas de exclusión o determinación de la altura de la flama para el personal expuesto. Otros criterios de daño por radiación térmica se sumarizan en la tabla 6.12.

TABLA 6.11 TIEMPO DE EXPOSICION ECESARIO PARA ALCANZAR VALORES LIMITE DE RADIACION ( API 521 )

Intensidad de radiación Btu / hr ft2

kW / m2

Tiempo de exposición segundos

500 1.74 60 740 2.33 40 920 2.90 30

1500 4.73 16 2200 6.94 9 3000 9.46 6 3700 11.67 4 6300 19.87 2



297

TABLA 6.12 DISEÑO RECOMENDADO DE NIVELES DE RADIACION DE QUEMADORES EXCLUYENDO LA RADIACION SOLAR ( API 521 )

Nivel permisible de diseño (K)

Btu / hr ft2

kW / m2

Condiciones

5000 15.77 Intensidad de calor sobre estructuras y en áreas donde los operadores no necesariamente desarrollarán actividades

3000 9.46 Valor de K para diseño de quemadores en cualquier localización para la cual el personal tenga acceso. La exposición se limita a unos pocos segundos, suficientes para escape solamente

2000 6.31 Intensidad calorífica en áreas donde acciones de emergencia requieran de 1 min por personal sin blindaje pero con ropa apropiada

1500 4.73 Intensidad calorífica en áreas donde acciones de emergencia requieren de varios minutos por personal sin blindaje pero con ropa adecuada

500 1.58 Valor de K para diseño de quemadores en cualquier localización donde el personal estará continuamente expuesto

TABLA 6.14 EFECTOS DE LA RADIACION TERMICA

Intensidad de radiación kW / m2

Efecto observado

37.5 Suficiente para ocasionar daño a equipo de proceso

25 Energía mínima requerida para hacer arder madera en tiempo indefinidamente grandes (no piloteado)

12.5 Energía mínima requerida para ignición piloteada de madera, fusión de tubería plástica

9.5 Valor límite de exposición después de 8 seg , quemaduras de segundo grado después de 20 segundos

4 Suficiente para alcanzar el valor límite en 20 seg; sin embargo puede ocasiona problemas en la piel (quemaduras de segundo grado , 0 % letalidad

1.6 Puede causar molestia después de períodos amplios de exposición



298

6.7.3 Efectos de explosiones A partir del uso de las ecuaciones probits resulta posible establecer los efectos de explosiones. Otros criterios utilizados indican que daños relevantes de explosiones en edificios tipo residencial pueden inferirse como: Daños severos a edificios 0.35 barg ( 5.0 psig ) Daños reparables a edificios 0.10 barg ( 1.5 psig ) Daños a vidrios de edificios 0.05 barg ( 0.7 psig ) 10 % de vidrios rotos 0.02 barg ( 0.3 psig ) La gente fuera de edificios o estructuras es susceptible de: - Lesiones directas por sobrepresión - Lesiones indirectas por misiles u objetos voladores La tabla 6.14 sumariza los efectos de sobrepresión en explosiones.



299

TABLA 6.14 DAÑOS PRODUCIDOS POR SOBREPRESION EN EXPLOSIONES

Presión Psig

Daño

0.02 Ruido imperceptible ( 137 dB a baja frecuencia 10-15 Hz )

0.03 Ruptura ocasional de vidrios grandes de ventanas

0.04 Ruido moderado (143 dB) , similar a la ruptura de una bombilla

0.10 Ruptura de ventanas pequeñas

0.15 Presión típica de ruptura de cristales

0.30 “distancia segura” , algún daño a techos de casas, 10 % de cristales rotos, probabilidad de 0.95 de no tener daños serios

0.40 Daños estructurales menores limitados

0.50-1.00 Ventanas pequeñas y grandes dañadas ; daño ocasional de marcos ventanas

0.70 Daño menor a la estructura de casas

1.00 Demolición parcial de casas haciéndolas inhabitables

1.00-2.00 Daño a acero corrugado o paneles de aluminio, paneles de madera dañados,

1.30 Marcos de acero visiblemente afectados y distorsionados

2.00 Colapso parcial de muros y pisos de casas

2.00-3.00 Afectación de muros de concreto no reforzado

2.30 Límite inferior de daños estructural severo

2.50 50 % de destrucción de ladrillos de casas

3.00 Máquinaria pesada (3000 lb) en edificios de proceso sufren daños pequeños

3.00-4.00 Ruptura de tanques de almacenamiento de combustoleo, paneles de acero de edificios de proceso severamente afectados

4.00 Daño importante a edificios de proceso

5.00 Prensa hidráulica (40,000 lb) en edificio de proceso dañada

5.00-7.00 Completa destrucción de casas

7.00-8.00 Ladrillos de 8-12 pulg. de espesor totalmente afectados

9.00 Carros tanque completamente dañados

10.00 Destrucción total probable de edificios, maquinaria pesada (7000 lb) es movida de lugar

300.00 Punto límite



300

6.8 ACCIONES EVASIVAS 6.8.1 Propósito En el evento de un accidente mayor, las consecuencias para la gente pueden ser probablemente menos serias que las predichas por los modelos descritos y los modelos de efectos. Esto no solamente por la incertidumbre en el modelado de los eventos descritos o las limitaciones de los mismos, sino también por suposiciones conservadoras, así como factores topográficos y físicos, además de las acciones evasivas tomadas por la gente. Las acciones evasivas incluyen evacuación, escape, refugio o tratamientos médicos. Esta sección revisa el impacto de acciones evasivas como factores de mitigación de un estudio de riesgo. En el evento de un incidente, alguna (o toda) gente en la zona de efecto, puede buscar refugio. Esta gente puede o no puede estar en un refugio seguro- dependiendo si el mismo proporciona aislamiento total o parcial- para el incidente. Otros (incluyendo a alguna gente en refugios seguros) puede moverse fuera del área afectada (escapando o evacuando) si esto se realiza con suficiente anticipación y cuidadosamente. Debido a estas acciones evasivas, el número de gente afectada puede reducirse significativamente. Así las acciones evasivas – buscar refugio, escape y/o evacuación – pueden llevar a un estimado más realista de las consecuencias. En seguida de un incidente, los efectos sobre la gente hábil para escapar a otra que permanece en un refugio difieren. Davies y Purdy 90 discuten lo anterior referido al tipo de edificio y su relación con el comportamiento humano. Para el analista de riesgos cada incidente debe ser considerado por separado porque las consecuencias dependen de:

1. La naturaleza del peligro considerando tanto intensidad como duración del mismo. Los refugios varían en su grado de protección – para peligros térmicos o de intoxicación- , los refugios pueden tener un efecto benéfico, pero para explosión, el peligro puede incrementarse en el interior por la posibilidad de que el edificio se colapse. La Tabla 1 sumariza los factores más importantes para cada tipo de peligro.

2. La naturaleza del peligro considerando su grado de toxicidad y sus

propiedades de alerta. Una liberación de monóxido de carbono no proporciona un nivel de alerta comparativamente con una liberación de aminas o amoníaco la cual proporciona un fuerte olor a concentraciones por debajo de niveles de alto riesgo. Otros gases como el fosgeno produce efectos dañinos a concentraciones muy bajas.

_____________________________________ 90 Davies, P.C. and Purdy, G.; “ Toxic Gas Risk Assessment – The Effects of Being Indoors “; IchemE Northwestern Branch; Rugby, UK ( 1986 )



301

3. La naturaleza de la población en los alrededores. La distribución de la

población del interior varía dependiendo del horario o la época del año, la salud global de la población (gente de edad elevada, etc.) y el tipo de ropa que porte el personal expuesto a una posible radiación calorífica – algodón, lana, poliéster, etc.

4. El tipo de edificios y su construcción – velocidades de ventilación, resistencia

a impactos, la posibilidad de que los mismos permanezcan intactos en sus techos, etc.

5. La efectividad del entrenamiento y la disponibilidad de equipo para responder

a emergencias y tratamiento médico – tanto en la planta como servicios externos de apoyo. Personal entrenado, obviamente puede mejorar las posibilidades de supervivencia para posibles incidentes.

6. Las condiciones ambientales prevalecientes, la topografía y obstrucciones

físicas. 7. La intensidad y duración para la cual el gas tóxico incapacita al personal

expuesto. 6.8.2 Tecnología En la industria nuclear la exposición a la radiación y la evacuación resultante han sido investigadas a detalle. La EPA (Environmental Protection Agency, USA) hizo un estudio de evacuación para determinar los riesgos de mover rápidamente grandes segmentos de población. Prugh 91 establece correlaciones de eficiencia de evacuación como una función del área a ser evacuada, la densidad de población y el tiempo de notificación. _______________________________________ 91 Prugh, R.W.; “ Mitigation on Vapor Cloud Hazards “; Plant Operation Progress; 2 April; 4; pp. 95-104 ( ( 1985 )



302

TABLA 6.15 BENEFICIOS DE ACCIONES EVASIVAS

Peligro Refugio Escape Escape a refugio ( Después del

evento)

Evacuación (Después del

evento) RADIACION TERMICA

Fuego en laguna

Muy benéfico Muy benéfico Muy benéfico Muy benéfico

Fuego tipo jet

Muy benéfico Muy benéfico Muy benéfico Muy benéfico

BLEVE

Al instante de la BLEVE

Muy benéfico si se refugia para minimizar efectos de proyectiles

Beneficio limitado (Escape limitado por el tiempo)

Beneficio limitado (Escape limitado por el tiempo), bolas de fuego pueden exceder la velocidad de escape

Sin beneficio (No se cuenta con tiempo para evacuación)

Pre-BLEVE Beneficio limitado (Debido al ingreso de vapor)

Benéfico Benéfico Beneficio limitado (Tiempo de evacuación limitado de 10 a 30 minutos)

Fuego Flash Beneficio limitado (Debido al ingreso de vapor)

Beneficio limitado (La flama puede exceder la velocidad de escape)

Beneficio limitado (La flama puede exceder la velocidad de escape)

Sin beneficio (No se cuenta con tiempo para evacuación)

EXPLOSION Sobrepresión Incrementa el

riesgo de colapso de la estructura a baja sobrepresión (relacionado directamente con alta fatalidad)

Beneficio muy limitado (no hay tiempo de escape)


Beneficio muy limitado (no hay tiempo de evacuación)

Misiles Beneficio limitado (protección a partir de misiles primarios pero misiles secundarios pueden generarse)



Beneficio muy limitado (no hay tiempo de evacuación)

Exposición Tóxica

Muy benéfica (Si no se usa ventilación forzada)

Benéfica si el escape es rápido (Depende del tamaño de la nube y la velocidad del viento)

Benéfica si el escape es rápido (Depende del tamaño de la nube y la velocidad del viento)

Beneficios inciertos durante la liberación



303

El escape a partir de una liberación en forma de nube de vapor está primariamente asociada con liberaciones tóxicas. Existencia de nubes inflamables en distancias cortas respecto a la fuente y si la misma se incendia presentan efectos térmicos y de proyectiles más allá de las dimensiones iniciales de la nube. Usualmente se tiene un tiempo de reacción muy pequeño en liberaciones inflamables que se incendian. La probabilidad de escape o escape a un refugio a partir de la liberación de una nube tóxica grande generada a partir de un recipiente que deflagra es muy baja porque es imposible determinar una dirección del escape. Una estructura puede brindar un refugio para emisiones tóxicas. La máxima concentración que se desarrolla es una función de la velocidad de infiltración de aire, la cual es una función del tipo de estructura (cambios normales de aire) y la velocidad del viento. Correlaciones para este efecto son probadas por Prugh 91. El escape a una estructura puede resultar en bajas concentraciones pero la dosis integrada en términos de concentración -tiempo puede ser la misma. Muchos materiales tóxicos tienen efectos peligrosos que están relacionados con la misma potencia de la concentración mayor de uno de ellos y por lo tanto, refugios seguros pueden ser especialmente efectivos. En adición, la exposición a bajas concentraciones puede resultar en menor oportunidad de desorientación así que acciones evasivas adicionales pueden ser consideradas. Estudios nucleares consideran acciones evasivas tales como refugiarse y evacuación. El Procedimiento Guía PRA (NUREG 92) proporciona una visión útil de modelos de evacuación nuclear. 6.8.3 Descripción de la técnica

Muchos aspectos de acciones evasivas pueden ser considerados. En estudios donde las acciones evasivas son consideradas, el tipo de acción evasiva puede muchas veces estar dictada por los planes de emergencia establecidos. Estos pueden incluir evacuación o refugiarse en el lugar dependiendo de la cantidad y propiedades peligrosas del o los materiales que pueden liberarse.

La Figura 6.27 (Prugh 91) muestra la efectividad de evacuación. El % de falla en una evacuación es graficado como una función del tiempo de notificación o aviso, el área a ser evacuada y la densidad de población, basado en datos desarrollados por la EPA. Esta carta puede ser usada para establecer la efectividad de evacuación para diversos escenarios con liberaciones de grandes magnitudes donde el refugiarse en el lugar es lo menos deseable. __________________________________ 92 NUREG; PRA Procedures Guide : A Guide to the Performance of Probabilistic Risk Assessments for Nuclear Power Plants ; 2 volumes; NUREG/CR-2300; US Nuclear Regulatory Commission; Washington, DC ( 1983 )



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Figura 6.27 Falla en evacuación, dependiendo del tiempo de notificación, el área A (millas cuadradas) y la densidad de población ( personas por milla cuadrada) ( Prugh)



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Una aproximación para establecer una línea base para la fracción de población quien en alguna forma puede estar en el refugio es la siguiente: Del total de población Llamar x = fracción del total de población anteriormente en un refugio y = fracción del total de población inicialmente fuera quien eventualmente puede alcanzar a refugiarse [ y ≤ (1-x) ] La fracción de población en el refugio es: P = x + y

y la que no se encuentra en el refugio es: P = 1 - ( x + y ) En este simple modelo no se considera la población anteriormente en el refugio quien alcanza a escapar. Este modelo puede fácilmente generar resultados muy amplios dependiendo de la población durante el día o la noche. Cálculos adicionales, normalmente son requeridos primeramente para mostrar que las velocidades de infiltración en el refugio son “seguras” para la población. Si niveles peligrosos son posibles entonces es necesario calcular la fracción de población en el refugio la cual puede estar expuesta. 6.8.4 Fundamentos teóricos

El análisis de acciones evasivas es empírico y está basado principalmente sobre información histórica a partir de incidentes en el pasado. Las relaciones pueden ser pesimistas porque incrementan la atención en los planes de respuesta a emergencias en plantas químicas. Estos planes de respuesta deben mejorarse para su enfoque y respuesta a acciones evasivas.

6.8.5 Requerimientos de información y disponibilidad

La información de entrada más importante es el conocimiento de los sistemas de respuesta a emergencias en el lugar, tipo de comunidad y densidades de población. Información general sobre la población y tipos de comunidades puede ser obtenida a partir de datos de censos y oficinas gubernamentales. Información detallada puede solamente estar disponible a partir de observaciones en el lugar. Sin embargo, el analista puede que tenga que hacer un número importante de suposiciones de simplificación. Información técnica también puede requerirse sobre la efectividad de los sitios de refugio para cada tipo de peligro de los citados en la Tabla 6.15.



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6.8.6 Salida de información

La información generada son factores probabilísticos utilizados para modificar el número de casos que siguen a un incidente y que reflejan las acciones evasivas apropiadas. 6.8.7 Aproximaciones de simplificación

Las técnicas anteriores son una aproximación simple para la asistencia a posibles acciones de evacuación. Simplificaciones posteriores pueden ser establecidas para reducir el nivel de detalle de datos colectados en el lugar; esto requiere hacer suposiciones generales y analizarlas con datos específicos del lugar. 6.8.8 Ventajas y desventajas

La omisión de acciones evasivas en un análisis de riesgos puede llevar a una sobrestimación del número de casos. Obviamente, la incertidumbre en la estimación de factores afecta la contabilización de las acciones evasivas. La principal desventaja son los elementos de juicio requeridos y la calidad de los datos de entrada. Por estas razones, muchos analistas no consideran las acciones evasivas en sus estudios; sin embargo, para efectos de simulación resulta conveniente reflejar y cuantificar las mismas.


La técnica se basa en consideraciones empíricas y cuenta con datos muy limitados. El analista debe tener en mente que con métodos empíricos, el peor escenario puede que ya se haya presentado y así no se haya modelado de forma adecuada. Sin embargo, la omisión de acciones evasivas usualmente resulta en una sobrestimación del número de casos de lesionados o afectados en un estudio de riesgo.

6.8.10 Utilidad y recursos

Los recursos necesarios dependen del nivel de detalle requerido para la estimación de las acciones evasivas. Por supuesto, que un científico o ingeniero con algo de experiencia en la consideración de aspectos humanos y del comportamiento es necesario. Para un análisis a profundidad, varios días pueden requerirse para visitar el lugar a efecto de obtener datos de la población local, etc.; la conducción de entrevistas con personal que planea para emergencias locales y completar cuestionarios para determinar el nivel de preparación del público. A un nivel simple, los factores requeridos pueden ser rápidamente estimados por un juicio experto y discusión.



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6.8.11 Software disponible No se cuenta con un nivel importante algún paquete disponible que considere específicamente aspectos de estimaciones de evacuación y refugio. Los códigos de seguridad nuclear ( ejem: CRA2) incluyen algunas consideraciones. El programa EVAS (Hesel y Schnadt 93) simula movimientos de evacuación para áreas grandes y también da estimados de la exposición del que evacua a productos químicos o a radiación. Este programa es utilizado por autoridades de Alemania para la optimización de planes de emergencia.

_________________________________ 93 Hesel, D.A. and Schnandt, H. ; “ Emergency Planning for Large-Scale Accidents Using a Standarized Evacuation Computer Code “; Hazardous Materials Spills Conference Proceedings ; Sponsored by Bureau of Explosives, CMA, US Coast Guard and US EPA; April 19-22; Government Institutes; Rockville, MD; pp. 399-403 ( 1982 )



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6.9 DIAGRAMAS DE FLAMABILIDAD Annndfkdjfjl, ................................................................................................ separados por

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