SINTEF RAPPORT TITTEL

NY KUNNSKAP OM BRANN OFFSHORE. En innføring i ny kunnskap om brann offshore, tilegnet gjennom de siste 10 års forskning – 2. utgave

FORFATTER(E)

Jan P. Stensaas og Bodil Aamnes Mostue

OPPDRAGSGIVER(E)

SINTEF NBL as Postadresse: 7465 Trondheim Besøksadresse: Tiller Bru, Tiller Telefon: 73 59 10 78 Telefaks: 73 59 10 44 E-post: nbl@nbl.sintef.no Internet: nbl.sintef.no Foretaksregisteret: NO 982 930 057 MVA

Petroleumstilsynet

RAPPORTNR. GRADERING OPPDRAGSGIVERS REF.

NBL A04148 Åpen Einar Ravnås GRADER. DENNE SIDE ISBN PROSJEKTNR. ANTALL SIDER OG BILAG

107280.01 119 ELEKTRONISK ARKIVKODE PROSJEKTLEDER (NAVN, SIGN.) VERIFISERT AV (NAVN, SIGN.)

I:\Pro\107280\Rapport\Endelig Rapport\ Rapport_Ny_kunnskap_offshore.doc Jan P. Stensaas Anne Steen Hansen ARKIVKODE DATO GODKJENT AV (NAVN, STILLING, SIGN.)

2005-02-14 Kjell Schmidt Pedersen, direktør SAMMENDRAG

Dette er 2. utgave av rapporten, som ble utgitt første gang i november 2002. Rapporten er en betydelig utvidet utgave i forhold til 1. utgave av rapporten. Den gir en oversikt over de viktigste resultatene av forskning om brann offshore, tilegnet gjennom de siste 10 år i Norge, innenfor følgende temaer:

Utvikling av og varmepåkjenning fra åpne og innelukkede branner Slokking/kontroll av branner Halonutfasing og erstatninger til halon Dimensjonering av trykkavlastning Ventilasjon og røykkontroll; kanaler og spjeld Materialbruk Røyktrussel Beregningsmetoder for brannutvikling, branneksponering og konstruksjonsrespons Selvantennelse av brennbare væsker i isolasjon

1. utgave av rapporten omhandlet de tre førstnevnte temaene i listen over. Til slutt i rapporten blir det for noen av de ovennevnte temaene, påpekt områder hvor det fortsatt er behov for ny kunnskap og videre forskning.

STIKKORD NORSK ENGELSK

GRUPPE 1 Brann Fire GRUPPE 2 Offshore Offshore EGENVALGTE Brannfare Fire hazard

INNHOLDSFORTEGNELSE

SAMMENDRAG .............................................................................................................................5

1 INNLEDNING .......................................................................................................................10

2 ÅPNE OG INNELUKKETE BRANNER ...........................................................................11 2.1 INNLEDNING .....................................................................................................................11 2.2 ÅPNE BRANNER ................................................................................................................12

2.2.1 Åpne væskedamsbranner - Brann på sjø .....................................................................12 2.2.2 Åpne jetbranner ...........................................................................................................15

2.3 INNELUKKETE BRANNER...................................................................................................17 2.4 BRANNLASTER FOR ÅPNE OG INNELUKKETE BRANNER .....................................................21 2.5 BRANNKLASSER – KLASSIFISERT ETTER ALVORLIGHET....................................................24

3 SLOKKING/KONTROLL AV BRANNER .......................................................................26 3.1 INNLEDNING .....................................................................................................................26 3.2 ULIKE SLOKKEMEKANISMER ............................................................................................28 3.3 DRÅPESTØRRELSE OG SLOKKEEFFEKT ..............................................................................30 3.4 DELUGE-ANLEGG – VIRKNING I BRANNSITUASJONER OFFSHORE......................................31 3.5 VANNTÅKE - VIRKNING VED BRANNSITUASJONER OFFSHORE...........................................33 3.6 SKUMANLEGG ..................................................................................................................35 3.7 VANNSLOKKESYSTEMER FREMOVER I TID ........................................................................35 3.8 ANDRE EFFEKTER AV FORSKNING PÅ SLOKKEANLEGG......................................................35

4 HALONUTFASING - ERSTATNINGER ..........................................................................37 4.1 INNLEDNING .....................................................................................................................37 4.2 FREMGANGSMÅTE VED VALG AV ALTERNATIV BRANNSIKRINGSMETODE .........................37 4.3 ANBEFALTE ALTERNATIVE SIKRINGSMETODER FOR FORSKJELLIGE OMRÅDER..................40

5 DIMENSJONERING AV TRYKKAVLASTING..............................................................45 5.1 BAKGRUNN.......................................................................................................................45 5.2 BRANNLAST FOR (PROSESS)UTSTYR .................................................................................46

5.2.1 Generelt .......................................................................................................................46 5.2.2 Eksperimentaloppsettet ...............................................................................................46 5.2.3 Resultater.....................................................................................................................47

5.3 ANALYSE AV BRANNLAST.................................................................................................49 5.3.1 Generelt .......................................................................................................................49 5.3.2 Simuleringer ................................................................................................................49 5.3.3 Oppbygging av simuleringsmodell ..............................................................................50

5.4 VARMETRANSPORT OG VARMEOVERGANG I PROSESSKOMPONENTER ...............................51 5.4.1 Resultater av simuleringer med beregningsprogrammet ’Brilliant’ ...........................51

5.5 VURDERING AV BRANNLASTER GITT I STANDARDER.........................................................54 5.5.1 Generelt .......................................................................................................................54 5.5.2 Norsok-standarden ......................................................................................................54 5.5.3 Statoil/Norsk Hydro standard .....................................................................................54 5.5.4 Diskusjon .....................................................................................................................55

6 VENTILASJON OG RØYKKONTROLL - KANALER OG SPJELD...........................57 6.1 RØYKKONTROLL - AKTIV OG PASSIV BRANNSIKRING RELATERT TIL BRANNSPJELD..........57

6.1.1 Bakgrunn og målsetting...............................................................................................57 6.1.2 Boligkvarter.................................................................................................................57 6.1.3 Hovedkonklusjoner for del I - Boligkvarter.................................................................58

3

6.1.4 Utstyrsskaft ..................................................................................................................59 6.1.5 Hovedkonklusjoner Del II – Utstyrskaft ......................................................................59

6.2 BEHOV FOR BRANNSPJELD................................................................................................60 6.2.1 Bakgrunn .....................................................................................................................60 6.2.2 Problemstilling ............................................................................................................61 6.2.3 Kriterier for røyk- og brannspredning via ventilasjonsanlegget ................................61 6.2.4 Beregningsmodell ........................................................................................................61 6.2.5 Gjennomførte prosjekter med beregningsmodellen.....................................................62 6.2.6 Beregningseksempel ....................................................................................................62 6.2.7 Hovedkonklusjoner med hensyn til behovet for brannspjeld i ventilasjonskanaler ....63

7 MATERIALBRUK ...............................................................................................................65 7.1 GENERELT ........................................................................................................................65 7.2 PRØVING AV STOLPUTER ETTER NT FIRE 032 – ”MØBELKALORIMETERET”....................65

7.2.1 Beskrivelse av prøvingsutrustningen...........................................................................65 7.2.2 Kriterier for sammenligning av resultater og rangering av produktene.....................66 7.2.3 Vurdering av prøvingsresultatene ...............................................................................67 7.2.4 Definisjon av grupper for inndeling av stolputer ........................................................67

7.3 NT FIRE 043 - PRØVING AV TEKSTILER TIL FRITT HENGENDE GARDINER OG FORHENG ...68 7.3.1 Beskrivelse av prøvingsutrustningen...........................................................................68 7.3.2 Viktige branntekniske egenskaper ...............................................................................69 7.3.3 Vurdering av prøvingsresultatene ...............................................................................69 7.3.4 Definisjon av grupper for inndeling av tekstiler .........................................................69

7.4 HOVEDKONKLUSJONER ....................................................................................................70

8 RØYKTRUSSEL...................................................................................................................71 8.1 BAKGRUNN.......................................................................................................................71 8.2 PRODUKSJONEN AV RØYK, GIFTIGE GASSER, SOT OG TEMPERATUR...................................72

8.2.1 Røyk .............................................................................................................................72 8.2.2 Sot ................................................................................................................................72 8.2.3 Gasser..........................................................................................................................73

8.3 BEREGNING AV RØYKSPREDNINGEN .................................................................................74 8.4 HVORDAN VIRKER RØYKEKSPONERING PÅ MENNESKER?..................................................77

8.4.1 Bakgrunn .....................................................................................................................77 8.4.2 Redusert sikt ................................................................................................................77 8.4.3 Giftige gasser ..............................................................................................................77 8.4.4 Varmepåkjenning.........................................................................................................80

8.5 HOVEDKONKLUSJONER ....................................................................................................82

9 BEREGNINGSMETODER..................................................................................................83 9.1 GENERELT OM BEREGNINGSMETODER ..............................................................................83 9.2 EMPIRISKE OG ANALYTISKE BEREGNINGSMETODER .........................................................83

9.2.1 Generelt .......................................................................................................................83 9.2.2 FIREX 2000.................................................................................................................84

9.3 SONEMODELLER ...............................................................................................................86 9.3.1 Generelt om sonemodeller...........................................................................................86 9.3.2 Sonemodellen CFAST..................................................................................................87

9.4 FELTMODELLER................................................................................................................90 9.4.1 Generelt om feltmodeller.............................................................................................90 9.4.2 Kameleon FireEx.........................................................................................................90 9.4.3 Eksempel på bruk av Kameleon FireEx (KFX), simulering av brannscenarier..........91 9.4.4 Eksempel på bruk av Kameleon FireEx, simulering av et ulykkesforløp. ...................92

4

9.5 TEMPERATURRESPONS TIL KONSTRUKSJONSELEMENTER..................................................97

9.5.1 Generelt om beregning av temperaturrespons ............................................................97 9.5.2 SUPER-Tempcalc ........................................................................................................98

9.6 INTEGRERT ANALYSE AV KONSTRUKSJONER EKSPONERT FOR BRANN.............................100 9.6.1 Bakgrunn ...................................................................................................................100 9.6.2 Beregningsprogrammet USFOS for bestemmelse av mekanisk respons...................101

9.7 BEREGNINGSMETODENES TILGJENGELIGHET OG ANVENDELIGHET .................................102 9.7.1 Generelt .....................................................................................................................102 9.7.2 Empiriske korrelasjoner ............................................................................................102 9.7.3 Sonemodeller .............................................................................................................102 9.7.4 Feltmodeller ..............................................................................................................103 9.7.5 Temperaturrespons....................................................................................................103 9.7.6 Standarder .................................................................................................................104

9.8 HOVEDKONKLUSJONER ..................................................................................................104

10 SELVANTENNELSE AV BRENNBARE VÆSKER I ISOLASJON............................106 10.1 BAKGRUNN.....................................................................................................................106 10.2 LITTERATURSTUDIE........................................................................................................106 10.3 EKSPERIMENTELL STUDIE VED SINTEF NBL ................................................................108 10.4 FORSØKSRESULTATER ....................................................................................................108 10.5 HOVEDKONKLUSJONER ..................................................................................................110

11 FREMTIDIG FORSKNING INNEN BRANN OFFSHORE ..........................................111 11.1 GENERELT ......................................................................................................................111 11.2 BEHOV FOR NY FORSKNING INNEN DELUGE- OG VANNTÅKETEKNOLOGI.........................111 11.3 DIMENSJONERING AV TRYKKAVLASTNING .....................................................................111 11.4 MATERIALBRUK .............................................................................................................112 11.5 BEREGNINGSMETODER ...................................................................................................112

11.5.1 Generelt .................................................................................................................112 11.5.2 ”Large Eddy Simulation” (LES) ...........................................................................112 11.5.3 ”Liquid Natural Gas” (LNG)................................................................................113 11.5.4 Kompressibel modell .............................................................................................113 11.5.5 Effektivisering av beregningsmetoder ...................................................................113

REFERANSER............................................................................................................................114

5

SAMMENDRAG Denne rapporten gir en oversikt over de viktigste resultatene av forskning om brann offshore, tilegnet gjennom de siste 10 år i Norge. Rapporten omhandler følgende temaer:

Åpne og innelukkete branner, Slokking/kontroll av branner, Halonutfasing og erstatninger til halon Dimensjonering av trykkavlastning Ventilasjon og røykkontroll; kanaler og spjeld Materialbruk i tekstiler og inventar i lugarer Røyktrussel Beregningsmetoder (inkl. vurderinger av brannlaster gitt i standarder og beregnings-

metoders tilgjengelighet og anvendelighet) Selvantennelse av brennbare væsker i isolasjon

Åpne og innelukkete branner Forskningsprosjektene har klarlagt fenomener som forklarer hvorfor noen branner har vesentlig høyere temperaturer og blir mer alvorlige enn tidligere antatt. Det som avgjør varmelasten i en brann er: 1) typen og tilstanden til brenselet, 2) blandingsforholdene for gassformig brensel og luft og 3) varmetapet fra reaksjonssonen (flammene). Punktene 1) og 2) er i noen grad avhengig av utstrekningen av reaksjonssonen, og kan bestemmes på grunnlag av småskala eksperimenter. Det viktigste resultatet fra forskningsinnsatsen i forbindelse med branner offshore kommer fra storskala brannforsøk, både med åpne og innelukkede branner. Disse viser at skala (det vil si utstrekning på reaksjonssonen) betyr mye for varmetapet, og at temperaturen i reaksjonssonen kan bli mye høyere i fullskala branner enn ved småskala forsøk. Følgende to fenomener er skalaavhengige: Strålingsfanging (”radiation trapping”) og sotoksidering. 1. Strålingsfanging: I reaksjonssonen (flammene) i en brann foregår det samtidig en rekke kjemiske prosesser, noen som avgir varme, og noen som trenger varme for å komme i gang. Produktene fra disse prosessene kan være i gass, væske eller i fast form. Disse stoffene avgir og mottar strålevarme fra sine umiddelbare og mer fjerne omgivelser. I gasser går strålevarmen mer uhindret enn i væske, og spesielt i fast form. Partikler av sot (karbon) og væskedråper har en høy tetthet av molekyler, og utgjør en hoveddel av det som avgir og mottar stråling i flammesonen. Det som gjør at varmelasten i en storskala hydrokarbonbrann blir stor, er at stråling fra sentrale deler av flammene blir fanget av omgivelsene og ført tilbake til reaksjonssonen. Omgivelsene kan være vegger og tak som selv kan bli meget varme, eller de ytre delene av flammene, som virker som en skjerm eller vegg for varmestrålingen. Temperaturen inne i visse deler av flammene i frie væskedamsbranner på land og på sjø kan bli over 1300 °C, og er høyere enn tidligere antatt. Gjennomsnittlig varmelast vil være i størrelsesorden 200-300 kW/m2, med maksimalverdier på omlag 400 kW/m2.

6

2. Sotoksidering (typisk for innelukkete branner) Når en brann produserer mye sot, betyr det at brenselet ikke er fullstendig forbrent. Dersom brannen foregår i et lukket rom, slik at røykgasslaget kommer opp i temperaturer på 800-900 °C, vil soten forbrennes, slik at økt brannlast oppnås. For at sotoksidering skal forkomme i stort omfang, må temperaturen holdes over dette nivået i en viss tid. I småskala branner mister reaksjonssonen mye varme ved stråling, samtidig som utynning av de sotfylte lagene av flammene med kaldere omgivelsesluft fører til ”fastfrysing” av sotinnholdet. Det kan hende at sotoksidering også er delaktig i de høye temperaturene som er registrert i storskala væskedamsbranner og i andre åpne branner, selv om dette ikke er dokumentert. Det vil i så fall være den økte oppholdstiden for sot ved høy temperatur som fører til økt sotoksydering. Temperaturene kan da komme opp i ca 1300 °C. I innelukkete væskedamsbranner er det målt punktlaster opp mot 300-350 kW/m2. Typisk varmelast på vegger er i området 200 kW/m2. 3. Erosjon/varmelast fra jetbrann1 En jetbrann vil i tillegg til varmelast også ha en erosjonsvirkning på objekter den treffer. Det er utviklet en jetbranntest (mellomskala laboratorietest), som får frem både de reelle varmelasten og erosjonsvirkningen av jetbranner. Metoden er verifisert med storskalaforsøk. I jetbranntesten utsettes objektet for en lokal varmelast på 350 kW/m2.

Antenneligheten av brennbare væsker på sjø er avhengig av type råolje som lekker ut. Ulike typer olje har forskjellig forbrenningskarakteristikker, fordi de er sammensatt forskjellig. Branner på sjøoverflaten, på grunn av et utslipp av en brennbar væske, er i tillegg til type råolje, avhengig av værforhold og varigheten av utslippet. Forsøk viser at antennelse av oljeflak på sjø er mulig selv ved høye vindhastigheter. Tidligere mente en det var umulig å få antennelse ved vindstyrker over 10 m/s, nå er det målt antennelse opptil vindstyrker på 25 m/s.

Type olje Forhold som har betydning for å få antennelse og brann av oljeflak på sjø (et forhold av gangen) Kondensat Lett råolje Råolje Minimum tykkelse på oljeflak [mm] 0,5 - 1 1 1 - 3 Maksimal fordampningstap [%] > 30 < 30 5 - 10 Maksimalt forhold vann/oljeblanding [%] Ukjent Ukjent < 25 Maksimal vindhastighet [m/s] 25 20 - 25 15 Resultatene fra storskalaforsøk danner grunnlag for anbefalinger om hvilke varmelaster en skal bruke i beregninger avhengig av type brann, se Tabell 6 og Tabell 7. Ut fra alle branntypene beskrevet i disse tabellene er det videre foreslått 3 klasser ut fra alvorlighetsgraden av brannene, og hvordan konstruksjoner skal klassifiseres i hver brannklassekategori:

1 En jetbrann er en brann som skyldes en høytrykks lekkasje av gass eller gass og væske.

7

Klasse 1 Brann i det fri med moderat størrelse. Moderat størrelse er flammer med

høyde mindre enn 3 m. Konstruksjoner som skal klassifiseres etter denne typen brann, kan testes i standard prøvingsovner etter HC-kurven1 (se Figur 3 på side 24).

Klasse 2 Innelukket brann i væske som renner ut med lavt trykk. Her vil en kunne få temperaturer opp til 1350 °C, dvs høyere enn HC-kurven. Varmelasten forekommer over store deler av rommet (global), høyest under taket. Konstruksjoner som skal klassifiseres etter denne typen brann kan testes i standard prøvningsovner etter HC-kurven, og dimensjoneres ved beregninger for økt varmelast.

Klasse 3 Jetbann fra en væske– eller gasslekkasje ut fra reservoar under trykk. Objekter som skal klassifiseres etter denne typen brann, kan testes i en jet-branntest. I en jetbranntest blir prøvestykket både testet for:

• varmemotstand mot en lokal høy varmelast (350 kW/m2) • erosjon • inntrenging av gass/væske i isolasjonen.

Dersom objekter som utsettes for jetbrann, er lokalisert i innelukkete områder, må hele objektet også kunne motstå en global varmelast som angitt i klasse 2.

Slokking/kontroll av branner Plassering av dyser, dråpestørrelse og dråpehastighet er forhold som har stor betydning for hvil-ken slokkeeffekt vannslokkeanlegg har. En rekke storskalaforsøk har gitt mer kunnskap om hvilke forhold som har betydning for å oppnå best mulig slokkeeffekt med vannslokkeanlegg som deluge- og vanntåkeanlegg. Jetbranner kan bli slokket av vannpåføring, mens væskedamsbranner har en tendens til å fortsette å brenne med meget redusert brannrate. Det typiske resultatet av stor-skalaforsøk med vanntåke som lokalbeskyttelse av fly i en hangar, var at ødeleggelsene på objektet (flyet) ikke blir større enn skadene var da vannet ble utløst. Tidlig trodde en at deluge-anlegg ikke kunne slokke væskedamsbranner med flammepunkt lavere enn 60 °C. Nå er det vist at væskedamsbranner med flammepunkt ned til 38 °C kan slokkes, som følge av bedre kunnskap om betydningen av dysers plassering og dråpestørrelse. Rent vann som slokkemiddel vil kunne bli brukt på en langt mer effektiv måte enn i dag, med en mer optimal teknologiutnyttelse. Halonutfasing – Erstatninger Sikkerhetsnivået som halon ga, kan opprettholdes og i mange tilfeller forbedres ved bruk av en eller flere alternative sikringsmetoder. Det er gitt en oversikt over anbefalte sikringsmetoder avhengig av type område som skal beskyttes. Dimensjonering av trykkavlastning Det er et klart behov for å kartlegge brannlaster som er relevante i en reell brann. Skal man dimensjonere utstyr, må man ha en idé om hvilken varmelast den aktuelle brannen representerer. 1 HC-kurven (hydrokarbonkurven) er tid/temperaturkurve som benyttes ved klassifisering av brannbeskyttelse i

petroleumsaktiviteter etter Petroleumstilsynets regler.

8

Å eksponere en gjenstand for en flamme, er ikke noe eksperimentelt problem, men problemet er å fastslå hvilken varmelast gjenstanden fikk, reelt sett. Trykkavlastning med eller uten eksponering av brann er en sterkt transient prosess. Det vil si at tilstanden i systemet endres sterkt med tiden. Beregning av slike systemer må baseres på transiente metoder, ikke på stasjonære betraktninger. Simuleringer som beskriver tidsavhengigheten i de fysiske prosessene, er derfor nødvendig. Enkle betraktninger kan gi svært gale resultater.

I forsøksapparaturen som ble utviklet i prosjektet, var det mulig å oppnå vesentlig bedre kontroll med eksponert varmelast, enn det som er mulig ved flammebelastning i eksperimenter. Det ble utviklet en simuleringsmodell Brilliant, for analyse av eksperimentaloppsettet og for å studere fysikken som inngår i prosessen, samt for å utvikle mer presise modeller. Beregningene med Brilliant ble gjennomført i første rekke for å verifisere at målingene i forsøksapparaturen var i samsvarer med energifordelingen i systemet, noe beregningene viste at de var. Ventilasjon og røykkontroll; kanaler og spjeld Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld i boligkvarter og utstyrsskaft Boligkvarter: Det hevdes at bruken av brannspjeld, slik de praktiseres i dag (begynnelsen av 90-tallet), bygger på foreldede forutsetninger. Det tas ikke hensyn til at det i dag brukes mindre brennbare materialer, bedre deteksjon og varslingssystemer og nye ventilasjonsprinsipper med hensyn til drift av mekanisk ventilasjon i tilfelle brann, samt bedre deteksjon og overvåkning.

Utstyrsskaft: Et viktig spørsmål som ble reist i prosjektet var hvilke konsekvenser aktivering av brannspjeld vil ha i en brannsituasjon ved forskjellige systemløsninger for mekanisk ventilasjon. Simuleringene viser at forskjellige driftsformer for utløsing av brannspjeld i utstyrsskaftet får konsekvenser mht trykk og temperatur, som vanskeliggjør evakuering via trappesjakter og nødsjakter. Brann vil medføre betydelig overtrykk, og det er fare for røykspredning.

Behovet for brannspjeld i helsveiste moduler I siste halvdel av 1990-årene ble det vanlig å bygge offshore-moduler, hvor veggene hadde helsveiste skjøter. Dette resulterte i ekstremt tette rom, med luftutveksling bare via ventilasjons-åpningene i rommet. Dersom det skulle oppstå brann i slike rom, ble det reist spørsmål om røyken fra brannen kunne spre seg til andre rom via ventilasjonskanalene på grunn av ekstreme driv-krefter. Det ble utviklet en beregningsmodell som var i stand til å beregne branntemperaturen og trykkøkningen i rommet på grunnlag av mengden brensel, romvolumet og det totale åpnings-arealet i rommet. Materialbruk i inventar og tekstiler i lugarer NBL (SINTEF NBL as - Norges branntekniske laboratorium as ved SINTEF) har utført brannteknisk prøving av: a) ulike sammensetninger av materialer til stolputer etter ”Nord Test Method NT Fire 032” og b) tekstiler til gardiner etter ”Nord Test Method NT Fire 043”. Ved rangering av materialene etter branntekniske egenskaper ble det lagt størst vekt på varme-avgivelsen, både for stolputer og tekstiler. Røykproduksjonen varierte noe mellom de ulike produktene. Enkelte kunne avgi relativt lite røyk, mens andre avga vesentlig mer røyk. Ved valg av materialer til en lugarinnredning må røykproduksjonen vurderes. Generelt kan man si at de produkter som avga mest varme, også avga mest røyk. Antennelse av stoppete møbler ved eksponering av flammer avhenger hovedsakelig av egen-skapene til overflaten som utsettes for flammene. Tid til antennelse er en viktig parameter. Den sier noe om hvor raskt tekstilene vil bidra til å spre en brann i en lugar. Det må også vurderes hvor raskt brannen sprer seg i selve tekstilene etter antennelse. En annen viktig egenskap er hvor mye varme tekstilene i lugaren avgir, og dermed hvor mye tekstilene er med på å underholde brannen i lugaren.

9

Røyktrussel Røyken fra en omfattende brann på en produksjonsplattform vil kunne utgjøre en alvorlig trussel for mannskapene ved evakuering av plattformen. Målsettingen med forskningsprogrammet ”Røyktrussel” var å fremskaffe kunnskap om uheldige effekter på mennesker på grunn av røyk-eksponering ved en brann på en plattform. En ikke minst like viktig side var å øke forståelsen av hvordan røyken transporteres fra brannkilden til plattformens rømningsveier og livbåtstasjoner, og utvikle verktøy for dette. Bestemmelse av konsentrasjonen av giftige gasser, sot (som har stor betydning for sikten) og temperaturen i røyken, varmestrålingen fra flammer og røyk på disse stedene, ved hjelp av brann-simuleringer (Kameleon II), var også en viktig del av dette prosjektet. Kriterier for hvor mye mennesker tåler av røykeksponering med hensyn til redusert sikt i røyken, varmepåkjenning og giftige røykgasser ble også etablert på grunnlag av en omfattende litteraturstudie. Beregningsmetoder Empiriske og analytiske beregningsmetoder, sonemodeller og feltmodeller (CFD-modeller) er tre hovedtyper av beregningsmetoder som man i dag rår over ved bestemmelse av brannutvikling og branneksponering ved branner. I tillegg eksisterer det beregningsmetoder for bestemmelse av temperaturrespons og konstruksjonsrespons (sammenbrudd av konstruksjoner). Integrert analyse av brannscenarier er en metode som kombinerer CFD-modeller for brannutvikling og branneksponering med programmer for bestemmelse av temperaturrespons og konstruksjonsrespons. Slike modeller gir både nøyaktige og meget detaljerte resultater, både i tid og rom. Det konkluderes med at dette er fremtidens beregningsmetoder. Selvantennelse av brennbare væsker i isolasjon Det er en kjent sak at branner har oppstått etter lekkasjer av dieselolje, smøreoljer og hydraulikk-oljer på varme overflater i kraftstasjoner og i maskinrommet på båter. En mindre kjent sak er at antennelse av enkelte oljer kan skje når de lekker inn i et isolasjonsmateriale. Lekkasje av brennbare væsker fra defekte flenser eller ventiler, som er blitt sugd opp av isolasjonsmaterialet, har vist seg å medføre selvantennelse og brann i isolasjonen. Det oppstår som regel bare en ulme-brann i starten, inntil en plutselig inntrengning av luft finner sted. Dermed kan det oppstå en flammebrann. Dette kan for eksempel skje dersom isolasjonen åpnes/tas bort, eller at ulmebrannen brenner gjennom isolasjonen. Årsaken til selvantennelsen skyldes at enkelte væsker har stor evne til å oksidere, noe som medfører varmeutvikling. Dersom det er gode isolerende forhold og en viss lufttilførsel, slik at varmeproduksjonen blir større enn varmetapet, vil varmen akkumuleres. Temperaturen kan til slutt bli så høy at væsken selvantenner. Væsker som kan forårsake selvantennelse, er væsker med høyt flammepunkt og lav spontanantennelsestemperatur (engelsk: ”autoignition temperature”). Selvantennelsestemperaturen1 er vanligvis vesentlig lavere enn antennelsestemperaturen og spontanantennelsestemperatur2 for materialet (spontanantennelsestemperaturen er noe høyere enn antennelsestemperaturen for væsken). Temperaturen på oljen i isolasjon, hvor selvantennelse har oppstått i praksis, har vært i området 80-150 °C. I eksperimenter har man oppnådd selvantennelse ved så lave temperaturer på væsken som ned mot 50 °C.

1 Selvantennelsestemperaturen er den temperaturen væsken selvantenner på grunn av oksidasjon av væsken, i gode

isolerende forhold. Oksidasjon er en varmeavgivende (eksoterm) prosess. 2 Spontanantennelsestemperaturen er temperaturen på væsken som medfører at væsken spontanantenner i det fri, for

eksempel når væsken renner ned på en varm overflate, med temperatur høyere enn spontanantennelsestempera-turen.

10

1 INNLEDNING Hensikten med denne rapporten er å gi en oversikt over ny kunnskap om brann, tilegnet gjennom de siste 10 års forskning i Norge. Den klart største andelen av forskningen har imidlertid skjedd ved SINTEF NBL as1. Rapporten er ikke ment å være en første innføring i denne kunnskapen, og den er ikke ment å være et verktøy for personer som skal utføre beregninger. Rapporten er tenkt å gi leseren en forståelse av de mekanismer og fenomener som er studert i prosjekter utført i Norge og hvor rapportene er åpne. Rapporten omhandler følgende temaer: • Utvikling av og varmepåkjenning fra åpne og innelukkete branner • Slokking/kontroll av branner • Halonutfasing – Erstatninger. • Dimensjonering av trykkavlastning • Ventilasjon og røykkontroll; kanaler og spjeld • Materialbruk i tekstiler og inventar i lugarer • Røyktrussel • Beregningsmetoder (inkl. vurderinger av brannlaster gitt i standarder og beregningsmetoders

tilgjengelighet og anvendelighet) • Selvantennelse

1 Videre i denne rapporten brukes betegnelsen NBL i stedet for SINTEF NBL as.

11

2 ÅPNE OG INNELUKKETE BRANNER

2.1 Innledning Et av problemene med å dimensjonere mot brann er uklarheten omkring hvilken varmelast som er relevante i ulike situasjoner. Brann blir styrt av mange forskjellige parametre. Brann vil derfor ta mange forskjellige former, og det kan tenkes et uttall variasjoner. Legges det for stor varmelast til grunn ved dimensjonering, kan konstruksjonen bli unødig dyr, mens en for lav varmelast vil gi for dårlig sikkerhet. Flere store forskningsprosjekter de siste 10-12 år har gitt mer kunnskap om hva som karakteriserer hydrokarbonbranner, og hvilke fenomener som øker eller reduserer sikkerheten offshore: • Brann på sjø

Forskningsprogrammet Brann på sjø bestod av en litteraturstudie, en serie storskalaforsøk og laboratorieforsøk, numeriske beregninger og en oppdatering av dagens kunnskap med hensyn til risikovurdering relatert til brennende oljeflak på sjø. Forskningsprogrammet bestod av fire faser, og ble utført i perioden 1992-1998 (se Tabell 1). En oppsummering av hovedresultatene fra hele prosjektet Brann på sjø er gitt i rapporten av Opstad og Guénette, (Opstad og Guénette, 1999).

• Blast and Fire Engineering for Topside Structure

Dette var et stort forskningsprogram som ble finansiert av mange oljeselskaper og myndig-hetene på britisk og norsk side. NBL deltok i fase 2 av programmet for å studere branner i delvis innelukkete områder. 11 oljeselskaper deltok i denne fasen av programmet, som pågikk i perioden 1994-1998. NBL gjennomførte 24 storskala brannforsøk i delvis lukkete områder. 5 forsøk ble utført i en 135 m3 testrigg, og 19 forsøkene ble utført i en 415 m3 testrigg. Tidligere forskning på dette området var utført ved små eller mellomskala forsøk. Målet med storskalaforsøkene var å bedre forståelsen av hvilken innvirkning omgivelsene i brannrommet (vegger, tak og objekter/utstyr) har på jet- og væskedamsbranner. Videre var målet å fremskaffe pålitelige målinger av viktige brannkarakteristika, slik at resultatene fra beregningsmodeller kunne veri-fiseres, samt danne grunnlaget for en veiledning for konsekvensberegninger av offshore-branner i delvis lukkete områder. Som en del av forskningsprosjektet ble det utført storskalaforsøk med horisontale jetbranner av British Gas i Storbritannia. Hovedresultatene ble presentert i rapporter fra NBL ((Tronstad et al., 1995), (Chamberlain et al., 1997), (Persaud og Wighus, 1997)) og The Steel Construction Institute (Selby og Burgan, 1998). Mer detaljert informasjon og resultater finnes i de særskilte forsøksrapportene.

• Utvikling av jetbranntest Tidlig på 1990-tallet var NBL med i en arbeidsgruppe som utviklet en jetbranntest. Prosjektet ble støttet av myndighetene på norsk og britisk side (Petroleumstilsynet og Health and Safety Executive (HSE)). Arbeidsgruppen bestod av NBL, Shell, British Gas, UKOOA (United Kingdom Offshore Operators Association), HSL (Health and Safety Laboratory) og SWRI (Southwest Research Institute). Testen er beskrevet i rapporter fra både Petroleumstilsynet og Health and Safety Executive (HSH, 1982).

12

Tabell 1: Forskningsprogrammet Brann på sjø; programmets faser, metoder som ble benyttet,

mål og henvisning til rapporter.

Fase Metode Mål Rapporter Litteraturstudie og

observasjoner av forsøk utenfor St. John i Canada.

Samle og studere tilgjengelig litteratur om oljeutslipp generelt med hensyn til brann-sikkerhet.

Stensaas, 1993

I Storskala brannforsøk på sjø på Svalbard under realistiske værforhold (2 forsøksserier).

Studere brannforløp og varmestråling fra brannene.

Wighus og Lønvik, 1995c Wighus et al., 1996

II Vurdering av brannfaren og analyse av varmelaster i brannen.

Studere varmelastmålingene i fase I og presentere ny viten om hvordan faren med hensyn til brann på sjø bør vurderes.

Wighus og Guénette, 1995

III Laboratorieforsøk (21 mellomskalaforsøk)

Studere antenneligheten av oljeflak, og hvor-vidt brannen på et oljeflak kan opprettholdes som funksjon av oljens sammensetning, antennelseskilde og værforhold.

Guénette et al., 1997

IV Fullskala numeriske simule-ringer

Studere antenneligheten av oljeflak, og hvor-vidt brannen på et oljeflak kan opprettholdes i full skala.

Opstad et al., 1998

Et forhold som har stor betydning for brannkarakteristikken, er hvorvidt brannen er innelukket eller oppstår i det fri, og om det er en væskedamsbrann eller en jetbrann. Det er derfor i denne rapporten skilt mellom åpne branner og innelukkete branner. Med innelukkete branner menes branner i delvis innelukkete områder. Branner på sjø, som er en form for åpne branner, er spesielt omtalt.

Tabell 2: En oversikt over utførte forskningsprosjekt og hvilke type branner de omhandler.

Type branner Forskningsprosjekt Væskedam (pool) • Brann på sjø

Åpne branner Jet • Blast and Fire Engineering for Topside Struc-ture

• Utvikling av jetbranntest Væskedam (pool) • Blast and Fire Engineering for Topside Struc-

ture Innelukkete branner

Jet • Blast and Fire Engineering for Topside Struc-ture

2.2 Åpne branner

2.2.1 Åpne væskedamsbranner - Brann på sjø Farer ved brann på sjø Brann på sjø kan ha stor innvirkning på sikkerheten til en offshoreinstallasjon. Store varmebelast-ninger kan eksponere konstruksjoner, og røyk kan omslutte installasjoner og dermed hindre evakuering og redningsoperasjoner.

13

Figur 1: Fra storskalaforsøk av brann på sjø på Svalbard (Wighus, Lønvik, Nygård 1996).

Konsekvensene og sannsynligheten for brann er avhengig av typen væskebrensel Ulike typer råolje har forskjellig forbrenningskarakteristikker, fordi de er sammensatt forskjellig. Sannsynligheten for brann, og til en viss grad brannkonsekvensene, er avhengig av hvilken type råolje som lekker ut. Muligheten for å få antennelse og brann vil være forskjellig for f.eks. kondensat, lett råolje og råolje. Forskjellene er nærmere beskrevet under, og Tabell 3 gir en oppsummering av grenseverdier for å få antennelse og brann av oljeflak på sjø.

Tabell 3: Grenseverdier for å få antennelse og brann av oljeflak på sjø ved forskjellige væskebrensler.

Type væskebrensel Forhold som har betydning for å få antennelse og brann (et forhold av gangen) Kondensat Lett råolje Råolje Minimum tykkelse på oljeflak [mm] 0,5 - 1 1 1 - 3 Maksimum fordampningstap [%] > 30 < 30 5 - 10 Maksimum vann/oljeblanding [%] Ukjent Ukjent < 25 Maksimum vindhastighet [m/s] 25 20 - 25 15 Vindens betydning Vind har følgende virkning på antennelse og brann av oljeflak på sjø: • Øker fordampningen (øker brannkonsekvensene og sannsynligheten for antennelse) • Øker forbrenningen (øker brannkonsekvensene) • Kjøler overflatene og antennelseskildene (reduserer sannsynligheten for antennelse) • Bryter ned oljen (reduserer sannsynligheten for antennelse, og til en viss grad også

brannkonsekvensene i tilfelle antennelse) • Sterk vind medfører uttynning av gassen over havoverflaten (dvs reduserer sannsynligheten

for antennelse). Antennelighet av oljeflak og hvorvidt oljeflak av ustabiliserte råoljer brenner, er avhengig av konsentrasjonen av brennbar damp over oljeflaket. Vind kan medføre at fordampningen øker, slik at dampkonsentrasjonen over oljeflaket øker, men også mer effektiv uttynning av dampen. Selv ved høye vindhastigheter vil det være brennbare dampkonsentrasjoner over overflaten. Tidli-gere mente en det var umulig å få antennelse ved vindstyrker over 10 m/s. Nyere kunnskap viser at antennelse av oljeflak på sjøen er mulig opptil vindstyrker på 25 m/s.

14

Dampkonsentrasjonen over oljeflaket er foruten vinden også avhengig av temperaturen på oljen og oljens sammensetning (mengde flyktige og brennbare komponenter). Utslipp av kondensat og lett råolje har store muligheter for å antennes ved et stort spekter av vindforhold. Tyngre råoljer har mindre sannsynlighet for å bli antent, men muligheten er fortsatt betydelig. Vinden kan dermed både øke og redusere mulighetene for antennelse. Er det helt vindstille eller kraftig vind er sannsynligheten for antennelse av oljen minst, et sted i mellom er forholdene ugunstigst. Forsøk på land fra lekkasjer av bensin, viste at de ugunstigste forholdene oppstod ved 2 m/s målt 10 m over bakken. Bølgenes betydning Tynne oljeflak påvirkes mest av bølger. Bølger kan få tynne oljeflak til å bli så tynne at de kommer under minimumstykkelsen som skal til for å få antennelse. Hva som er minimum tykkelse for antennelse, vil avhenge av tiden oljen har forvitret og type olje. Minimumstykkelsen til ustabilisert olje er mindre enn for forvitret olje. Brytende bølger vil redusere sannsynligheten for antennelse mer enn dønninger. Brytende bølger vil lettere splitte opp et tynt oljeflak enn et tykt oljeflak. Ved oppsplitting av oljeflaket til flere mindre flak, reduseres mulighetene for flammespredning og langvarig forbrenning. Dette kan føre til at en brann slokker før alt potensielt brensel er brent opp. Varighet av utslipp Hva som er minimum tykkelse på oljeflaket for å kunne få antennelse og brann er avhengig av type olje. Olje fra et raskt utslipp vil spre seg raskt utover sjøoverflaten til en tynn film. Et kontin-uerlig utslipp av råolje skaper en større og mer langvarig branneksponering enn et raskt, avgrenset utslipp. Det vil alltid være deler av oljeflaket som har større tykkelse enn minimumstykkelsen. Et friskt oljeutslipp vil avgi betydelige mengder brennbar damp, og mulighetene for at dampen antennes fra brennende olje vedvarer så lenge utslippet varer. Intensiteten på antennelseskilden For ustabilisert råolje er ikke størrelsen på antennelseskilden så viktig, så lenge det er et brennbart gasslag over havoverflaten. Selv i høy vindstyrke, gjelder denne antagelsen for ustabilisert råoljer. Grenseverdier for å få antennelse Tabell 3 gir en oppsummering av grenseverdier for å få antennelse og brann av oljeflak på sjø. Verdiene er nødvendigvis ikke absolutte, men er grenseverdier som gjenspeiler dagens kunnskap på området. Flammetemperatur og varmefluks Temperaturen inne i visse deler av flammene ved brann på sjø kan bli 1300 °C og mer. Det blir varmest der turbulensen fra flammene blander inn tilstrekkelig luft til å få tilnærmet fullstendig forbrenning, og hvor flammene har en optimal tykkelse. Brannlasten på objekter som omhylles av flammer er i samme størrelse som den som er funnet i forsøk på land. Gjennomsnittlig varmelast vil være i størrelsesorden 200-300 kW/m2, med maksimalverdier på omlag 400 kW/m2. I sterk vind vil varmelasten i hovedsak eksponere objekter nær overflaten, så lenge offshore-installasjonen ikke skjermer for vinden. For fjerne objekter vil varmestrålingen være mindre, spesielt dersom flammene er skjermet av røyk. Branner i råolje på sjøoverflaten produserer mye røyk. Flammene er derfor vanligvis dekket med tykk, svart røyk. Sterk vind vil både fortynne og bøye røyk mot sjøoverflaten.

15

Bevegelse av oljeflak Oljen vil bevege seg som følge av overflatestrømninger og vind. En tommelfingerregel er at oljeflaket vil bevege seg i samme retning som vinden og med en hastighet som er lik overflatestrømningene pluss 1,5-3 % av vindens hastighet. Oljemengde som er mulig å brenne Dersom væskedammen av olje antennes, bør det antas at den totale mengden som renner ned på sjøen blir brent (bortsett fra et 0,5 mm restlag). Noen referanser hevder at vann-/oljeblanding (emulsjon) kan brenne med 70 eller 80 % vanninnhold. Forbrenningsrate Forbrenningsraten av oljeflak er en kompleks funksjon, hvor avbrenningsraten øker med diameteren av flaket opp til et maksimum, på omlag 4 mm/min for dam av råolje med 10 m diameter. Avbrenningsraten faller deretter, sannsynligvis som følge av oksygenmangel i midten av brannen. Anbefalte verdier er: • 4 mm/min (0,055 kg/s m2) for råolje • 4 mm – 9 mm/min (0,06 - 0,1 kg/s m2) for lett råolje • 9 mm/min (0,1 kg/s m2) for kondensat Konsekvensene av en brann skyldes en kombinasjon av brannlast og varighet. En lavere forbrenningsrate kan medføre at brannen varer lengre og at brannområdet blir større i utbredelse på sjøoverflaten. Røykproduksjonsrate Røykproduksjonsraten varierer med diameteren på væskedammen og egenskapene til brenselet. Hovedtendensen er at branner i råolje på sjø produserer mye røyk, typisk i størrelsesorden 10-15 % (massefraksjon) av avbrenningsraten. Dette indikerer at forbrenningen ikke er fullstendig. Flammene er typisk dekket med et tykt sjikt av svart røyk. Denne effekten gjør strålingen til fjerne objekter mindre enn den ville ha vært uten røykskjermingen. Mye vind vil både fortynne og avbøye oppdriftsstrømmen (flammer og røyk) mot sjøoverflaten.

2.2.2 Åpne jetbranner En jetbrann kan være en brann i en gassjet, en væskejet eller en blanding av væske og gass. Består jeten av væske eller en blanding, kalles de gjerne spraybranner. I forskningsprogrammet Blast & Fire ble det utført 12 horisontale jetbranntester. Utslippene på 5 kg/s bestod av gass/oljeblandinger av lett råolje i vektforholdet 1:4 og 2:3. Seks av forsøkene var med frie flammer, utløst ved et absolutt trykk på enten 20 eller 7 bar. I de øvrige seks forsøkene (alle ved 20 bar) traff flammen et rør med diameter på 0,9 m, som var plassert i en avstand på 9 og 15 m fra utslippspunktet. I alle forsøkene ble det foretatt målinger av flammekarakteristikkene (det vil si flammedimensjoner og stråling fra flammene til et eksternt objekt), i tillegg til målinger av brenselsstrømmen og værforhold. Forsøkene viste at strålingsbidraget til varmelasten fra tykke flammer er vesentlig. Flamme-tykkelsen var stor på baksiden av røret som jetbrannen traff, noe som førte til stor stråling. Dette var effekter en ikke hadde greid å demonstrere tidligere ved forsøk i liten skala. En annen hovedkonklusjon fra forsøkene var at branner bør klassifiseres etter varmefluks. Flere hovedkonklusjoner fra forsøkene i Blast & Fire er oppsummert i Tabell 4.

16

Tabell 4: Hovedkonklusjoner fra brannforsøkene i det fri fra Blast & Fire-prosjektet (Selby og

Burgan, 1998).

• I alle forsøkene var flammene lysende og de laget mye tykk, svart røyk i hovedsak mot enden av flammene. Det ble produsert spesielt mye røyk i forsøkene hvor utslippene bestod av bare råolje. I forsøkene med blandet brensel ble det utviklet mer røyk i de forsøkene hvor flammen traff røret, enn hva tilfellet var for de frie flammene. Det var mest røyk nedstrøms for det området hvor flammen traff røret.

• Gassen og oljen var forholdsvis godt blandet i flammene i forsøkene med blandet brensel, selv om en kunne se en olje-jet nær utslippspunktet. Det var neglisjerbart nedfall av væskedråper fra flammene. Et unntak var forsøket med bare råolje hvor flammen traff røret på 9 m avstand. I dette tilfellet var det nedfall av dråper nedstrøms for der flammen traff røret.

• Det var høy varmestråling fra flammene i alle forsøkene. Maksimal varmestrålings-intensitet fra flammeoverflaten (SEP – surface emissive power) var fra 203 til 409 kW/m2. Forsøkene hvor absolutt utslippstrykk var 7 bar tenderte til å produsere lavere maksimum varmestrålingsintensiteten enn utslippene på 20 bar. Den maksimale varmestrålingsintensiteten økte med økende gasskonsentrasjoner blant de gasskonsen-trasjoner som ble studert (for forsøket med 20 bar økte den maksimale SEP fra 264 til 316 kW/m2 for råolje, til et område på 316 til 354 kW/m2 for forsøkene med gass-/oljeblandingsforhold på 2:3, og et område fra 352 til 409 kW/m2 for forsøkene med gass/oljevektforhold på 2:3). I alle forsøkene med røret, inntraff maksimal SEP ned-strøms for området flammen traff røret.

• I alle forsøkene ble signifikante mengder av varmestråling avgitt fra områder borten-for de synlige flammene, og varmestråling ble avgitt over større områder ved utslippene med bare råolje enn ved utslippene med blandet brensel.

• Den totale innkomne varmelasten målt av instrumenter på røret, var betydelig høyere for blandet brensel enn for forsøk med bare råolje. Verdiene målt på den siden av røret som flammen traff var lik for de to gasskonsentrasjonene, men verdiene på baksiden av røret var høyere for forsøk med høyere gasskonsentrasjon.

• Det var liten forskjell mellom den totale varmelasten målt på forsiden av røret for samme type utslipp når avstanden til røret var henholdsvis 9 og 15 m. På baksiden av røret ble det imidlertid målt høyere total varmefluks når avstanden var 9 m ved alle brenselstypene, enn når avstanden var 15 m. Dette stemmer overens med funnet at de konvektive varmelastene på baksiden var neglisjerbare for forsøkene hvor avstanden var 15m.

• Ved hver treffavstand (9 og 15 m) var det små forskjeller mellom de prosentvise strålingsbidragene fra forsøkene med de tre forskjellige blandingsforholdene av brensel, selv om utslipp med bare råolje hadde et generelt litt høyere strålingsbidrag enn hva tilfellet var for forsøkene med blandet brensel.

• Dataene fra de eksperimentelle forsøkene viser at både stråling og konvektive komponenter av varmeoverføring kan bli betydelige, og må tas med i betraktning.

17

En jetbrann vil i tillegg til å avgi en varmelast, også kunne forårsake erosjon på objekter den treffer. Jetbranntesten som er utviklet (se også kapittel 2.1), får frem disse forholdene. Jet-branntesten er basert på en sammenligning av resultater fra jetbranntester utført i laboratoriet og storskala jetbranntester i det fri. Det som er spesielt med jetbranntesten, som er en mellomskala laboratorietest, er at den får frem realistiske varmelaster og erosjonsvirkning. Jetbranntesten utføres med en lekkasjerate av propan på 0,3 kg/s, og den er sammenlignbar med storskalatester hvor lekkasjeraten er 3-10 kg/s. Jetbranntesten har vist seg å være svært godt egnet som grunnlag for produktutvikling og pro-duktdokumentasjon av brannisolasjonsmaterialer på rør og annet utstyr. Det arbeides nå for å få testen som en internasjonal standardtest enten som en del av NS-EN 1363-1, eller som en egen standard. Det er også intensjoner om å gjøre den til en britisk standard. I dag fungerer den som en offshoreprosedyre som benyttes av Petroleumstilsynet og ”Health and Safety Executive” Storbritannia).

a) b)

Figur 2: Jetbranntest ved NBL, a) under test og b) prøvningsobjektet etter test. Den boksaktige konstruksjonen benyttes for å oppnå resirkulasjon av flammene, slik at konstruksjonen dermed vil bli utsatt for maksimal varmelast.

2.3 Innelukkete branner Innelukkete branner kan bli mer intense enn åpne branner, forutsatt at det er tilstrekkelig tilgang på oksygen. Dette skyldes tilbakestråling fra vegger, tak og golv som medfører at temperaturen i brannen øker og dermed også forbrenningen. Tidligere ble det diskutert om det var gunstigst å ha mest mulig innelukkete plattformer fremfor åpne løsninger. Forskningsprosjektene har vist at konsekvensene av en brann blir mindre med god gjennomlufting av en brann i lukkete områder. Jo mer en ventilerer et område, jo større lekkasje kan en takle uten at det blir en alvorlig brann. Ventilering er gunstig med hensyn til brannsikkerhet. Det finnes ingen omforent definisjon på graden av innelukkethet av branner for å kalle dem inne-lukkete. Et forsøk på en definisjon er (Berge og Wighus, 2001): Innelukket brann er en brann der tilbakestråling til forbrenningssonen fra omliggende flater påvirker brannen og/eller at brannen er styrt av oksygentilgang.

18

Ved store branner i det fri (med diameter større enn grovt anslått 10 m) kan flammene utgjøre en ”vegg” for de indre, ekstremt varme delene av brannen. Her kan man oppnå varmelaster på omtrent samme nivå som i lukkede rom. Dette kan bety at store branner i det fri vil oppføre seg som innelukkete branner (og omvendt), i visse områder av flammesonen. I innelukkete branner vil ofte lufttilførselen være avgjørende for brannutviklingen. Forskjellen som skyldes brenselstype, lekkasjeform og andre ytre betingelser har underordnet betydning. Det er imidlertid en vesentlig forskjell på gassbranner og branner i væsker og faste stoffer. Innelukkete gassbranner Gassbrannene kan ta følgende tre ulike former dersom de er innelukket: 1. God ventilasjon - Lokal branneffekt

Der det er god ventilasjon og mye luft tilgjengelig vil gassbranner ha en lokal effekt der den treffer objekter, uten at resten av rommet blir særlig berørt.

2. Begrenset lufttilgang - Kombinasjon av lokal høy branneffekt og varmelast i hele rommet Dersom lufttilgangen er begrenset vil det oppstå en kombinasjon av en jetbrann med lokal høy varmelast og en total varmelast i de øvre deler av rommet. Denne siste brannlasten vil ikke være vesentlig forskjellig fra den som kommer fra en væskedamsbrann.

3. Stor gasslekkasje – Gassbrann utenfor rommet Dersom gasslekkasjen blir meget stor, kan den fortrenge så mye luft at det ikke er oksygen nok til forbrenning inne i rommet. Det vil da oppstå en diffus gassbrann fra ventilasjons-åpningene og det vil brenne bare utenfor rommet.

Innelukkete væskedamsbranner Ved væskedamsbranner vil lufttilførselen være avgjørende for hvor mye som brenner. Uansett hvor høy lekkasjehastigheten er, vil bare det brenne som lufttilførselen gir mulighet for. Erfaring tilsier at når en væskedamsbrann passerer en viss størrelse i et rom, stabiliserer den seg som en svakt underventilert brann. Det kan også brenne utenfor rommet, men det vil ikke kunne oppstå samme forhold som ved en massiv gasslekkasje, den vil brenne bare utenfor rommet. Kombinerte branner i rom Kombinerte branner er branner der man enten har: • en kombinasjon av lekkasjer av væske og gass eller • væske som strømmer ut fra høytrykksreservoar og delvis brenner i en spray og danner en

væskedam eller • kombinasjon av gass- og væskebranner med branner i faste materialer. De viktigste parametrene ved kombinerte branner i rom er romstørrelsen og ventilasjonsgraden1 av rommet. I tillegg vil en jet- eller spraybrann som treffer objekter kunne medføre høyere punkt-laster og større varmelaster enn væskedamsbranner og faststoffbranner. Tabell 7 viser anbefalte verdier på brannlaster for ulike typer brann i lukkete områder som er basert på forsøkene som er utført. Tabell 5 viser hovedkonklusjonene fra brannforsøkene i innelukkete områder fra Blast & Fire prosjektet

1 Det virkelige forholdet mellom luft- og brenselstilførsel i en brann i forhold til støkiometrisk lufttilførsel.

Ventilasjonsgraden er det samme som ekvivalensforholdet Φ omtalt i Tabell 5. Støkiometri er læren om de relative mengdeforhold mellom stoffer som reagerer kjemisk med hverandre. Støkiometrisk luft brenselsforhold vil si den mengden luft som skal til for et brenselet brenner fullstendig, slik at forbrenningsproduktene er vann og karbondioksid. En støkiometrisk blanding inneholder den mengden luft som trengs til fullstendig forbrenning.

19

Tabell 5: Hovedkonklusjonene fra brannforsøkene i innelukkete områder fra Blast & Fire-

prosjektet (Chamberlain, Persaud, Wighus og Drangsholt, 1997).

Lukkete områders innvirkning på jet- og væskedamsbranner

• I starten av brannforløpet oppfører jet- og væskedamsbranner seg i lukkete områder som i det fri.

• Etter en kort periode, fra få sekunder til noen få minutter, er utviklingen av brannen avhengig av graden av ventilasjonskontroll, spesielt på verdien av global støkiometri1.

• For jetbrannene viste forsøkene svak korrelasjon mellom Φ og temperaturene oppe under taket og åpningene. Svak korrelasjon ble funnet mellom Φ og veggtemperaturen. Ingen korrelasjon eksisterte mellom Φ og varmelastene mot taket, men det ble funnet sterk korrelasjon mellom Φ og varmefluksen til veggene. Alle disse observasjonene er basert på forsøk med vertikale jetbranner.

• For væskedamsbranner viste testene ingen signifikant korrelasjon mellom Φ og temperaturen og varmefluksen i rommet. Varmefluksverdiene var imidlertid signifikant høyere for brenselskontrollerte branner.

• Det ble dannet en veldefinert, horisontal grenseflate mellom et øvre varmt gass-/røyksjikt og et lavere kaldt luftsjikt. Avhengig av forholdet av ventilasjonsstrømmen og størrelsen og plasseringen av brannkilden, ble forholdene for ventilasjon eller brenselskontrollert forbrenning etablert. Når forbrenningen nærmet seg ventilasjons-kontrollerte forhold, kunne forbrenningen ved grenseflaten mellom disse lagene være svært svingende og ustabil, noe som førte til en rask, kraftig forbrenning og temperaturer over 1350 °C, på grunn av sotoksidasjon ved temperaturer over 1200 °C.

• Før stasjonær tilstand ble oppnådd, avtok påførte varmelaster og temperaturstignings-hastigheter dersom brannen begynte å bli ventilasjonskontrollert. Store mengder sot2 ble produsert fra ufullstendig forbrenning, spesielt når temperaturen i røyksjiktet var > 900 °C. Dersom soten ble avsatt i et område hvor temperaturen var under 900 °C, kunne soten fungere som en varmeskjerm som isolerte overflatene til vegger, tak og objekter fra strålingen fra flammene.

• Dersom soten ble avsatt i områder hvor temperaturen var høy nok (> 1200 °C), kunne den brennende soten øke varmelasten på vegger, tak og objekter. Hvor alvorlig denne effekten er, og eksakt ved hvilken temperatur dette blir viktig, kan bare anslås. Et estimat basert på forholdene i forsøkene i dette prosjektet, er at en brann med diameter større enn 4-6 m er nødvendig for å sikre omfattende sotoksidering, som fører til økte varmelaster. Resulterende varmelast var i området 350-400 kW/m2 med gasstemperaturer over 1370 °C.

• Små forskjeller i geometri, som forstyrrer et jetutslipp, eller mindre forbigående forandringer i brannutviklingen, kan sotoksidering og ”strålingsfanging” føre til økt alvorlighet av brannen. Dette oppstod i ett av tre forsøk med horisontal jetutslipp, som i utgangspunktet var like.

• Det så ut til å være lettere å oppnå høyere varmefluksverdier og temperaturer i taket og veggoverflater nær hjørnene. Geometrien i et hjørne kan gi høyere turbulens, og det er også mulig at utveksling av stråling mellom varme overflater gir høyere varmelaster enn bare flammestråling.

1 Definisjon: global støkiometri eller ekvivalensforhold Φ = Luft/brenselstilførselen i rommet dividert med det

støkiometriske forholdet mellom luft og brensel. 2 Sot defineres her som uforbrente hydrokarboner, eventuelt også rent karbon.

20

• I småskalaforsøkene (135m3) syntes CO-nivået å være mer konstant når Φ varierte. I

forsøk med temperaturer over 1200 °C i store volum, var konsentrasjonen av CO også signifikant høyere enn i andre forsøk. Dette indikerer mer omfattende sotoksidering, som resulterte i mer CO.

• I forsøkene med væskedamsbranner av kondensat nådde forbrenningshastigheten en tilstand som er begrenset av ventilasjonen, slik at Φ alltid var større enn ~0,8. Avsluttende forbrenningshastighet for ventilasjonskontrollerte branner var lavere enn forventet når en sammenligner med forbrenningshastigheten til en fri væskedamsbrann med samme størrelse.

• I ventilasjonskontrollerte branner kan antennelse av sot utenfor åpningene gi mye ytre stråling.

• De generelle trender som ble observert i disse forsøkene er forventet å gjelde for uisolerte rom. Men overflaten og gasstemperaturene vil bli lavere for uisolerte rom med tilsvarende størrelse, noe som vil påvirke kjemien og sotproduksjonen i områder i nærheten av disse overflatene. Når rom er store, er påvirkningen av termiske forhold i vegger og tak (f.eks. isolasjon) på brannutviklingen redusert.

• Ved forsøksforholdene med ventilasjonsåpning i en vegg, forskjøv området med maksi-mum forbrenningsintensitet seg fra jeten eller væskedammen mot åpningen, når Φ avtok.

• Resultatene viser at det ikke var noen forskjell i forbrenningshastigheten i væskedamsbrannen på grunt vann og en væskedamsbrann på stålunderlag.

• Stråling fra eksterne flammer syntes å være skjermet av sot i alle kondensatbrannene. I propanbrannen (jetbranntest) var strålingen fra eksterne flammer til omgivelsene 10 ganger høyere enn kondensatbrannene på grunn av mindre sotskjerming.

Termiske laster på tanker, rør, modulvegger og moduldekk fra jet- og væskedams-branner:

• De generelle funnene i forsøkene er at varmeflukstettheten på et objekt (total innkommende fluks, både stråling og konveksjon) var opp til 200 kW/m2. For spesielle forhold ble det observert betydelig høyere varmelaster (i størrelsesorden 350-400 kW/m2). Disse varmelastene oppstod samtidig med høye temperaturer i hele rommet.

• Ved stasjonær tilstand var varmelastene som traff omliggende vegger, tak og objekter sammenlignbare i størrelse med de som ble funnet for jetbranner som treffer objekt eller væskedamsbranner i det fri, men varmelasten kan være høyere under spesielle forhold.

Fenomener som forklarer hvorfor branner blir mer alvorlige enn tidligere antatt Forskningsprosjektene har klarlagt to fenomener som forklarer hvorfor branner oppnår vesentlig høyere temperaturer, og blir mer alvorlige enn tidligere antatt: 4. Strålingsfanging: I reaksjonssonen (flammene) i en brann foregår det samtidig en rekke kjemiske prosesser, noen som avgir varme, og noen som trenger varme for å komme i gang. Produktene fra disse prosessene kan være i gass, væske eller i fast form. Disse stoffene avgir og mottar strålevarme fra sine umiddelbare og mer fjerne omgivelser. I gasser går strålevarmen mer uhindret enn i væske, og spesielt i fast form. Partikler av sot (karbon) og væskedråper har en høy tetthet av molekyler, og utgjør en hoveddel av det som avgir og mottar stråling i flammesonen.

21

Det som gjør at varmelasten i en storskala hydrokarbonbrann blir stor, er at stråling fra sentrale deler av flammene blir fanget av omgivelsene og ført tilbake til reaksjonssonen. Omgivelsene kan være vegger og tak som selv kan bli meget varme, eller de ytre delene av flammene, som virker som en skjerm eller vegg for varmestrålingen. Temperaturen inne i visse deler av flammene i frie væskedamsbranner på land og på sjø kan bli over 1300 °C, og er høyere enn tidligere antatt. Gjennomsnittlig varmelast vil være i størrelsesorden 200-300 kW/m2, med maksimalverdier på omlag 400 kW/m2. 5. Sotoksidering (typisk for innelukkete branner) Når en brann produserer mye sot, betyr det at brenselet ikke er fullstendig forbrent. Dersom brannen foregår i et lukket rom, slik at røykgasslaget kommer opp i temperaturer på 800-900 °C, vil soten forbrennes, slik at økt brannlast oppnås. For at sotoksidering skal forkomme i stort omfang, må temperaturen holdes over dette nivået i en viss tid. I småskal branner mister reaksjonssonen mye varme ved stråling, samtidig som utynning av de sotfylte lagene av flammene med kaldere omgivelsesluft fører til ”fastfrysing” av sotinnholdet. Det kan hende at sotoksidering også er delaktig i de høye temperaturene som er registrert i storskala væskedamsbranner og i andre åpne branner, selv om dette ikke er dokumentert. Det vil i så fall være den økte oppholdstiden for sot ved høy temperatur som fører til økt sotoksidering. Temperaturene kan da komme opp i ca 1300 °C. I innelukkete væskedamsbranner er det målt punktlaster opp mot 300-350 kW/m2. Typisk varmelast på vegger er i området 200 kW/m2. Når temperaturen øker vil den resulterende varmestrålingsintensiteten bli mye høyere. Strålingen øker nemlig med den absolutte temperaturen (i grader Kelvin) i 4. potens, i henhold til Stefan Bolzmanns lov for varmestråling.

2.4 Brannlaster for åpne og innelukkete branner Innen ett og samme område på en offshoreinstallasjon vil det være muligheter for at et spekter av brannscenarier kan inntreffe. En måte å håndtere dette på ved design, er å teste ut alle tenkelige situasjoner, noe som ikke vil være praktisk mulig. En annen måte er å definere et eller flere karakteristiske scenarier som kan inntreffe med en viss sannsynlighet. Tabell 6 og Tabell 7 gir en oversikt over anbefalte brannlaster for ulike type branner i det fri og i lukkete områder. I neste kapittel er det foreslått å samle de ulike branntypene i 3 klasser ut fra alvorlighetsgraden på brannene. Det er viktig å understreke at de inndelinger og karakteristikker av branner som er laget, ikke må betraktes som absolutte svar, men mer uttrykk for dagens kunnskap og muligheter. Etter hvert som vi lærer mer vil vi bli bedre til å forutsi hva som kan skje og vi kan gi mer presise beskriv-elser av hva vi forventer. Ett område som bør forventes bedre kunnskap på er varmelast som funk-sjon av tid eller forholdet mellom varmelast og utslippsrate. Ved betraktning av brann som en ulykkeslast må vi huske på at selv om usikkerheten i scenariet er stor er det viktig å vite hva som er dimensjoneringsgrunnlaget for den konkrete konstruksjon. Uten at vi vet det kan vi heller ikke forholde oss til eventuelle fremtidige endringer i belastning. Punktlaster, gjennomsnittslaster i rom og tid – Dimensjonerende brannlast Når en ved prosjektering av konstruksjoner og isolasjonssystemer skal benytte varmelast, er det avgjørende at man benytter riktige laster. Fra forsøk blir det ofte referert til maksimal varmelast, men størrelsen på den vil være avhengig av hvordan den er målt og over hvilket område og tidsrom som er målt.

22

Tabell 6: Anbefalte verdier for brannlaster for ulike typer åpne branner, basert på resultater fra

eksperimenter (Berge og Wighus, 2001).

Åpne branner

Type Varmelast

Væskedamsbrann: Varmelasten på objekter som er omhyllet av flammer er høyest i den laveste halvdelen av flammene. (Total flammehøyde er definert som der hvor flammer er synlige minst 50 % av tiden). Varmestråling fra flammene varierer med sotskjerming. Den nederste 1/3 av flamme-sonen kan ofte ses uten sotskjerming, og strålingen fra denne delen av flammen er større enn lengre opp.

For en 15 m diameter væskedam med råolje, som brenner på sjøen, er følgende varmelaster målt: I den nederste 1/3 av flammen er brann-lasten midlet over et halvt minutt 260 kW/m2, mens et minutts midling ga 220 kW/m2. Brannlasten varierer ellers med væskedammens diameter (Wighus et al., 1995a, 1995b og 1996).

Brann i rennende væske:

Vertikale overflater: En kan forvente økt fordampning av væske i forhold til i horisontal væskedamsbrann. Det finnes lite eksperi-mentelle resultater for slike branner. Det foreslås at man behandler rennende væskebrann som en væskedamsbrann med overflateareal lik den frie overflaten mellom væskefilmen og luften.

Fri jet, gass: Fri jet, væske:

Lasten fra en jet av naturgasslekkasje med lydhastighet, rate 8 kg/s, som treffer et 900 mm horisontalt rør: Maksimum 300 kW/ m2 over mindre enn 1 m2 overflate, større enn 250 kW/m2 over mindre enn 4 m2 av røret (Cowley og Johnson, 1991)(Cowley, 1991). Maksimallasten forekommer nedstrøms i jeten, i resirkulasjonssonen etter røret.

Væske innblandet i samme jet: Samme varmeflukstetthet som for naturgass alene. Minimalt nedfall av råolje ved de fraksjonene som er undersøkt.

Jetbrann som treffer objekt:

Gass

Væske

Hvis avstanden fra utslippspunkt til objekt er stor, kan jeten betraktes som en fri jet. Hvis en høyhastighetsjet treffer et objekt, vil det kunne være et kaldt punkt i senter av jeten på grunn av uforbrent gass eller væske. I noen tilfeller kan det dannes en væske-dam som brenner i tillegg til jeten når væskeformig brensel lekker ut. Høyt trykk og små lekkasjeåpninger fører til mindre væskedråper, og dermed mindre sjanse for nedfall av dråper.

Propanlekkasje på ca 0,3 kg/s inn i en boksformet konstruksjon med-fører punktlaster på ca 300 kW/m2 og et middel på ca 200 kW/m2 mot bakveggen med dimensjoner 1,5 x 1,5 m (”Jetbranntesten”, ref (Shirwill og Wighus, 1992), (Wighus og Drangsholt, 1993) og (HSE, 1996)).

23

Tabell 7: Anbefalte verdier for brannlaster for ulike typer innelukkete brann, basert på resul-

tater fra eksperimenter (Berge og Wighus, 2001).

Innelukkete branner

Type Varmelast

Jet som treffer objekt:

Punktlasten er lik eller større enn for fri jet som treffer objekt. Dette kommer av en større sone som gir stråling til objekter og struktur. Punktlast i størrelse 350-400 kW/m2 er blitt målt i innelukkete jetbranner, 415 m3 romvolum, 1 kg/s utslippsrate, kondensat som brensel. Typisk varmelast på vegger er i området 200 kW/m2 (Drangsholt et al., 1996), (Chamberlain og Persaud, 1997), (Persaud og Wighus, 1997)(Selby og Burgan, 1998).

Væskedamsbrann: Innelukket væskedamsbrann med tilstrekkelig stort areal relativt til romvolumet har en tendens til å stabilisere seg som svakt underventilert brann. Dette kommer av at avdampnings-raten fra væskedammen er knyttet til tilbakestråling fra flammene, slik at avdampningen øker til et nivå som tilsvarer maksimal tilbakestråling. Dersom blandingsforholdet mellom brenselsdamp og luft avviker fra det som gir maksimal tilbake-stråling påvirker det automatisk avdampningsraten slik at like-vekt gjenvinnes. Det ser ut som om en ventilasjonsgrad eller ekvivalensforhold på ca 0,81 av ideelt støkiometrisk luftbehov gir høyest avdampningsrate. Punktlaster på objekter opp mot 300 – 350 kW/m2 er målt i innelukket væskedamsbrann, 415 m3 romvolum, 24 m2 kondensat væskeareal. Typisk varmelast på vegger er i størrelsesorden 200 kW/m2.

Virkning av deluge (vannpåføring):

Betydelig effekt på temperaturer og brannlaster oppnås der forbrenningsproduktene resirkulerer i forbrenningssonen. Dette skjer både i jetbrann og i væskedamsbrann. Jetbranner kan bli slokket av vannpåføring, mens væskedamsbranner har en tendens til å fortsette å brenne med meget redusert brann-rate. Hvis forbrenningsproduktene ikke resirkuleres i for-brenningssonen har vannpåføring liten eller ingen virkning på forbrenningen, i alle fall ved moderate vannpåføringsrater. Dråper fra deluge-anlegg har ikke vist evne til å kjøle objekter som er direkte truffet av jetbrann, men kan kjøle objekter som er mer indirekte påvirket av brann. Kvantifisering av virkningen av deluge på varmelasten mangler fremdeles, men forskning pågår for å finne ut av dette.

1 Det vil si at lufttilførselen er 80 % av lufttilførselen som er nødvendig for fullstendig, støkiometrisk forbrenning.

Brannen er altså nokså underventilert.

24

2.5 Brannklasser – Klassifisert etter alvorlighet Ut fra alle branntypene som er beskrevet i Tabell 6 og Tabell 7, er det foreslått 3 klasser ut fra alvorlighetsgraden på brannene. Når en skal velge scenarier ved dimensjonering av offshore-installasjoner kan en velge blant disse tre klassene. Et viktig grunnlag for å sortere branner, er hvorvidt reservoaret som brenselet lekker ut fra er under trykk eller ikke. Er det trykk i reservoaret, vil det kunne bli en jetbrann. (En spraybrann vil stort sett oppføre seg som en jetbrann). Da må en dimensjonere for den ekstra punktbelastningen som kan forekomme, og sikre seg at isolasjon og brannbeskyttelse kan motstå erosjonseffekten fra slike branner. I de øvrige branntilfellene med innelukkete branner er det kun meget små lekkasjerater som medfører at belastningen blir lokal. Fra resultater fra storskala branneksperimenter kan konsekvensen av brann stort sett sorteres i tre klasser etter følgende kriterier: Klasse 1: Brann i det fri med moderat størrelse. Moderat størrelse vil si flammer mindre enn 3 m. Når flammedimensjonen overstiger 3-4 m, blir varmebelastningen omtrent som for innelukkete branner. Eksempler på moderate branner:

• En fri jetbrann av naturgass med lekkasjerate mindre enn 3 kg/s. • En væskedamsbrann med diameter mindre enn 6 m.

Produkter som skal klassifiseres i henhold til disse kriteriene, kan testes i standard prøvningsovner etter HC-kurven1 (som vist i figuren under).

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 20 40 60 80 100 120

Tid i minutter

Tem

pera

tur [

°C]

HC-kurve

Figur 3: Standardisert tid/temperaturkurve for hydrokarbonbranner, den såkalte HC-kurven.

1 HC-kurven (hydrokarbonkurven) er tid/temperaturkurve som benyttes ved klassifisering av brannbeskyttelse i

petroleumsaktiviteter etter Petroleumstilsynets regler.

25

Klasse 2: Innelukket brann i væske som renner ut med lavt trykk. Her vil en kunne få temperaturer opp til 1350 °C, dvs høyere enn HC-kurven. Varmelasten fore-kommer over store deler av rommet (global), og er høyest under taket. Brannlaster en bør regne med er som vist i Tabell 7. Ventilasjonsgraden bestemmer i stor grad varmebelastningen. Det er tallfestet1 hvilken lekkasjerate pr romvolum som vil kategoriseres i klasse 2. Denne tallfestingen er foreløpig, og er gitt som et første estimat for en øvre grense. Til-svarende grense for branner i faste materialer er ikke fastlagt. Konstruksjoner som skal klassifiseres etter denne typen brann, kan testes i standard prøvningsovner etter HC-kurven, og dimensjoneres ved hjelp av beregninger, i tilfelle høyere varmelast. Klasse 3: Jetbann fra en væske– eller gasslekkasje ut fra reservoar under trykk.

Når trykket i beholdere og rør overstiger ca 2 bar vil man få sonisk strømning ved gasslekkasjer (dvs strømningshastighet tilsvarende lydens hastighet). Varmelasten vil lokalt være høyere enn den globale lasten i innelukket væskebrann, og forskjellen mellom høy og lav varmebelastning vil være stor der jeten treffer objektet. I tillegg vil jeten ha høy strømningshastighet som kan medføre erosjon og inntrenging av gass eller væske i isolasjonsmaterialer. Lokal brannlast på objekter som treffes av jeten vil være som vist i Tabell 2.

Objekter som skal klassifiseres etter denne typen brann kan testes i en jetbranntest (som er beskrevet i kapittel 2.2.2). I en jetbranntest blir prøvestykket både testet for:

• varmemotstand mot en lokal høy varmelast (350 kW/m2) • erosjon • inntrenging av gass/væske i isolasjonen.

Dersom objekter som kan utsettes for jetbrann er lokalisert i innelukkete områder, må hele objektet også kunne motstå en global varmelast som angitt i klasse 2.

1 Med tilstrekkelig og ikke for stor ventilasjonsgrad, vil en lekkasjerate på 1 kg/s pr 500 m3 romvolum være øvre

grense for å klassifiseres i klasse 2.

26

3 SLOKKING/KONTROLL AV BRANNER

3.1 Innledning Bruk av aktive slokkeanlegg offshore Oljeindustrien har alltid vært opptatt av å begrense og slokke branner effektivt på oljeinstalla-sjoner. Den mest vanlige beskyttelsen på plattformer og produksjonsskip har vært overrislings-anlegg (”deluge-anlegg”) i taket som gir fra seg store vannmengder, og punktbeskyttelse av sentralt utstyr. Deluge-anlegg har, i motsetning til sprinkleranlegg, åpne dyser, som ved aktivering av en delugeventil, leverer vann over et forhåndsdefinert område. Sprinkleranlegg har dyser som aktiveres enkeltvis ved termisk belastning. I tillegg brukes brannbeskyttende belegg og brannvegger for å beskytte konstruksjoner og utstyr. Den passive brannbeskyttelsen har blitt dimensjonert som om vann ikke er tilgjengelig, fordi ingen kan garantere at vannet kommer frem til dysene til enhver tid. Det gjør installasjonene tyngre, noe som fører til at bæreevnen må økes, noe som er fordyrende. Dette, i tillegg til bl.a. utfasing av halon, har ført til større behov for mer kunnskap om effektiv bruk av rent vann. Halon-utfasingen og erstatninger for halon er nærmere beskrevet i kapittel 4. På 1980-tallet trodde man at deluge-anlegg som ble dimensjonert og installert etter gjeldende standard (NFPA 151), var tilstrekkelig til å slokke offshorebranner. En manglet imidlertid dokumentasjon på om deluge-anlegg var tilstrekkelig effektive mot væskedamsbranner og gass-branner. Ifølge gjeldende standard måtte man, dersom deluge-anlegg skulle brukes for å slokke væske- og gassbranner, gjennomføre forsøk for å dokumentere anlegget. Det ble imidlertid en in-dustripraksis å dimensjonere anlegg i henhold til NFPA 15. Forskning på slokkesystemer utført ved NBL Ved NBL er det utført en rekke brannforsøk med deluge-anlegg og vanntåkeanlegg. Et deluge-anlegg er en fellesbetegnelse på faste slokkeanlegg hvor vann kommer ut av dysene samtidig. Det angir med andre ord bare hvordan anlegget blir aktivert. Et vanntåkeanlegg er derimot et fast slokkeanlegg hvor vanndråpediameteren er mindre enn 1 mm2. Et vanntåkeanlegg er ofte et såkalt deluge-anlegg, men dysene kan også åpnes én etter én, som tradisjonelle sprinkleranlegg. Når vi i denne rapporten snakker om deluge-anlegg, er det tradisjonelle anlegg med tradisjonelle dyser som gir større dråpestørrelser enn vanntåkeanlegg. NBL utførte i 1999 en serie med slokkeforsøk med deluge-anlegg i en sylinder med diameter på 3 m og høyde 8 m (jf Figur 9 på side 32), for å studere gjensidig påvirkning mellom dråper fra reelle delugedyser og en veldefinert brannplum (Wighus, 2002a). Brannkilden i disse mellom-skalaforsøkene var et jevnt fordelt gassutslipp som simulerte flammesonen i en væskedamsbrann. Forsøkene ble instrumentert med termoelementer, varmefluks-, gass-, fuktighets-, hastighets- og massestrømsmålere. I 2000-2001 utførte NBL storskalaforsøk med deluge-anlegg i et rom på over 3000 m3 (Wighus, 2002a). Samme brannkilde ble benyttet som beskrevet over, i tillegg til en gassjetbrann med son-isk hastighet. Vannspraydysene som ble benyttet i begge forsøksseriene var høy- og middel-hastighets delugedyser som er vanlig på offshore-plattformer. For å oppnå samme vanntetthet3, ble også andre dyser og forskjellig trykk på vanntilførselen brukt i storskalaforsøkene. Medium- 1 NFPA- National Fire Protection Association, USA. 2 Ifølge NFPA 750-standarden skal 90 % av vannvolumet ha en diameter (”MVD90”) mindre enn 1 mm. 3 Med vanntetthet menes her mengden slokkevann i liter som treffer et område pr arealenhet.

27

hastighetsdysene gir store dråper, og høyhastighetsdysene gir mange små dråper. Noen av dem kan ha diameter mindre enn 1 mm. Andelen av så små dråper er imidlertid ikke så stor at det betegnes som et vanntåkeanlegg. I forsøkene ble blant annet temperaturresponsen i et stålrør i flammesonen målt samtidig med strålingen til objekter utenfor brannsonen. Figur 4 viser medium- og høyhastighetsdyser til deluge-anlegg (Wighus, 2002a).

Figur 4: Medium- og høyhastighetsdyser til deluge-anlegg (Wighus, 2002a). Figur 5 viser noen av parametrene som ble undersøkt i prosjektene, for å bestemme effekten av forskjellige vannspraydyser i realistiske branner offshore. Resultatene fra disse prosjektene er analysert og sammenlignet med teori og andre forsøksresultater (Wighus, 2002a).

• Dråpestørrelse (MVD)

• Dråpestørrelsesfordeling

• Hastighet

• Hastighetsfordeling

• Retning (hastighetsvektor)

Dyse

• Type (Medium/høy hastighet)

• Vanntrykk

• Strømningshastighet

• Høyde

• Avstand mellom dysene

Spray

Redusert skala, 3 m diameter sylinder, separat dyse ved 3,5 og 7,5 m høyde, diffus gass-pool.

3348 m2 rom, rad av dyser ved3,5 og 7,5 m høyde, diffus gass-pool og sonisk gassjet.

Full skala, virkeliginstallasjon?

Brannscenario Virkning

• Redusert brannhastighet• Redusert effektivitet påforbrenningen

• Redusert varmelast påkonstruksjoner

• Andel av varmen tatt oppav spray (SHAR)

• Slokking

Figur 5: Skjematisk fremstilling av sammenhengen mellom delugesystem og brannscenarier

(Wighus, 2002a).

28

I forskningsprogrammet Blast and Fire Engineering for Topside Structure utførte NBL i 1997-1998 slokkeforsøk med deluge-anlegg ved delvis innelukkete branner (Selby og Burgan, 1998). Det er også utført forsøk med deluge i andre land, som bl.a. Finland (Kokkala, 1990), Storbritannia (Shirvill og White, 2001) og i USA (Evans og Pfenning, 1985). Dagens forskning vedrørende deluge-anlegg ved NBL støttes av norske oljeselskap. Forskningen på vanntåkeanlegg ved NBL er initiert av dyseprodusenter. Arbeidet har siden 1989 bestått av grunnleggende studier av slokkeegenskapene til finfordelt vann, teoriutvikling og utvikling av en beregningsmodell for vanntåkens virkning i et brannrom, publisering og populari-sering av teorien, utvikling av testmetoder og deltakelse i det europeiske arbeidet med en standard for vanntåke. I disse årene har teknologiutviklingen vært rask, og anvendelsen av vanntåke har fått fotfeste, spesielt i skips- og offshoreindustrien. Det har vært mest forskning for offshore og skip med faste slokkeanlegg. Væske- og gassbranner har vært mest i fokus. Eksempler på prosjekter innen vanntåkeforskning er: • Vanntåke i turbinhus • Vanntåke i bagasjerom på fly • Vanntåke i skip IMO1 • Vanntåke teori og anvendelse • Vanntåke i flyhangar Åpne publikasjoner om vanntåke: • Aune et al., 1994 • Wighus, 1991, 1992, 1997, 1998a og b, 2000, 2001b, c • Wighus et al., 1994, 2001a og b, 2002 • Wighus og Aune, 1995, 1999, 2001 • Wighus og Brandt, 2001.

3.2 Ulike slokkemekanismer Slokking av branner baserer seg på å fjerne minst en av betingelsene for at en brann skal kunne utvikle seg, nemlig: varme, brensel, oksygen og kjemiske reaksjonskjeder. Branner kan slokkes med fire ulike mekanismer:

• kjøling av brannen • hindre tilgang på brensel • fortrenge oksygen (inertisering) • bryte de kjemiske reaksjonskjedene

Vann medvirker til alle disse slokkemekanismene, men den kjemiske slokkeeffekten er minimal og neglisjerbar.

1 IMO-International Maritime Organisation er en internasjonal organisasjon for å fremme sikkerheten til sjøs.

29

Brensel

VarmeutviklingOksygen

Figur 6: Vann virker på alle sidene av branntrekanten.

Det er ikke uten grunn at vann er så mye brukt til brannbekjempelse. Vann har i utgangspunktet meget god evne til å oppta varme. Sammenliknet med andre stoffer har vann høy varmekapasitet og fordampningsvarme. Dette er vesentlig i de tilfeller vann brukes som brannbekjempelses-middel. Forbrenning er en kjedereaksjon som er avhengig av at det dannes mer varme i prosess-området enn det som tapes, slik at forbrenningen kan fortsette. Dersom en kommer til med vann i reaksjonssonen, vil vannet varmes opp og øke varmetapet. Dersom vannet fordamper, vil det i til-legg kreve enda større varmemengde, og dermed ytterligere redusere temperaturen i forbrennings-sonen. Overslagsmessig regner en at vann som varmes opp fra 10 °C til kokepunktet opptar 387 kJ/kg. Dersom det fordamper tar det opp 2257 kJ/kg, det vil si ca. 6 ganger så mye. Det er viktig at vannet fordamper, dersom en skal utnytte potensialet fullt ut. Vanndamp opptar ca 1700 ganger så stort volum som i væskefase. Når denne gassen dannes nær eller i forbrenningssonen, vil den fortynne de andre gassene som er til stede. Den vil medføre at konsentrasjonen av oksygen blir lavere. Dette betyr at betingelsene for forbrenning blir dårligere. Konsentrasjonen av brennbare gasser reduseres også. Alt i alt kan tilstrekkelig uttynning av gassene med vanndamp føre til at forbrenningen opphører. Forbrenning er som nevnt en kjedereaksjon. Det er et stort antall kjemiske reaksjoner som foregår samtidig. Fra utgangspunktet med oksygen fra lufta og brensel som består av karbon- og hydro-genforbindelser til forbrenningsreaksjonen ender med de mest vanlige produktene CO2 og vann-damp, er det hundrevis av reaksjoner. Dersom vanndampkonsentrasjonen økes, vil disse reak-sjonene kunne påvirkes. Avhengig av konsentrasjonsforhold mellom reaktantene og temperaturen, kan vanndampen enten øke eller minske forbrenningshastigheten. Figur 7 av Dlugogorski (Dlugogorski et al., 1997) viser en visuell framstilling av betydningen av mekanismene beskrevet ovenfor har på forbrenningshastigheten. Figuren viser beregnet, laminær forbrenningshastigheten1 som funksjon av konsentrasjon av vanndamp ved 100 °C i luft. Effekten av kjøling ved fordampning av vannet er ikke tatt med. Kurvene er resultat av beregninger med programmet CHEMKIN, som beregner kjemisk kinetikk ved reaksjoner. Blandingsforholdet mellom luft og brensel er i beregningseksempelet 10 % brenselsoverskudd i forhold til det som trengs til fullstendig forbrenning. Brenselet er naturgass. Figuren viser at vanndamp har størst effekt ved nedkjøling, omtrent dobbelt så mye som fortynningseffekten. Direkte innvirkning på forbrenningsprosessen ved innvirkning på de kjemiske reaksjonene er minimal.

1 Brannhastigheten til en laminær (det vil si ikke turbulent) flamme.

30

Figur 7: Virkning av vanndamp i forbrenning (forbrenningshastighet som funksjon av vann-

dampkonsentrasjon) (Dlugogorski et al., 1997). Dette generelle bildet gjelder også ved andre blandingsforhold mellom brensel og luft.

3.3 Dråpestørrelse og slokkeeffekt Dråpestørrelsen har betydning for hvilken slokkemekanisme som blir mest fremtredende. Figur 8 illustrerer hvordan dråpene beveger seg avhengig av dråpestørrelsen. Dråpebanen påvirker igjen slokkemekanismen.

branngasser

og i noen tilfeller damp

III

III

IVFlamme

Røyksøyle

Tilført luft/Objekt

Brannbasis

Figur 8: Figuren viser en skjematisk fremstilling hva som skjer med vanndråper av ulik størrelse. Romertall I-IV betegner ulike baner for forskjellige dråpestørrelser (Wighus, 2002a).

31

Bane I: Dråpene er store nok til å trenge igjennom de varme røykgassene og flammene,

slik at de når objektet som skal beskyttes eller brannkilden (væskedammen) før dråpene har fordampet. Disse dråpene har muligheten til å kjøle eller fukte objektet eller kjøle væskedammen.

Dråpenes effekt på en væskedamsbrann er avhengig av dråpenes temperatur og

væskens flammepunkt (det vil si den temperaturen på væsken som skal til for at væsken avgir tilstrekkelig damp, slik at den antennes).

Dersom temperaturen på dråpene er lavere enn væskens flammepunkt når de når væskeoverflaten, kan dråpene kjøle væsken til en temperatur under flammepunktet, og dermed minske fordampningen fra væsken, til et nivå hvor brannen slokkes.

Dersom temperaturen på dråpene er over flammepunktet, men under kokepunktet

til væsken, kan det begrense fordampningen fra brenselet og dermed redusere brannhastigheten. Dersom temperaturen imidlertid er høyere enn temperaturen i væskedammen, kan det føre til at fordampningen forsterkes og brannen øker i styrke.

Bane II: Viser dråper som varmes og fordamper mens de er inne i flammene. Denne dråpe-

størrelsen kan redusere forbrenningseffekten både ved at flammene kjøles, og ved at brenselet i dampform fortynnes.

Bane III: Banen til dråper hvor kokepunktet nås mens de er i den varme røyken. Hoved-

effekten av denne type dråper er at de kjøler røykgassene. Dersom røykgassene går inn igjen i forbrenningssonen, kan vanndampens inertiseringseffekt nyttiggjøres.

Bane IV: Banen til dråper som kommer inn i forbrenningssonen ved hjelp av innblandet luft.

Dråpene har ikke gått gjennom varme gasser før de når brannsonen, og er derfor ikke oppvarmet. Ved denne måten å tilføre vannet på, vil dråpene virke inn på forbrenningen, slik at temperaturen i flammene reduseres. Dråpene vil også effektivt kjøle objekter og brannkilden.

3.4 Deluge-anlegg – Virkning i brannsituasjoner offshore Konklusjonen fra forskningsprosjektet med storskalatester, var at deluge-anlegg har en vesentlig effekt på brannlast i så og si alle tester med realistiske konfigurasjoner med vannspray og brann. Hovedeffekten ser ut til å være at vann trekkes med inn i flammesonen og senker flammetempe-raturen og varmeoverføringen ved stråling. Dette betyr at generell dekning med deluge virker på varmelasten, selv om ingen dråper treffer overflaten på objekter. Hvis en vil kjøle overflater under og i nærheten av forbrenningssonen, må en ha dråper som overlever transporten gjennom forbrenningssonen uten å fordampe. Det betyr store dråper (jf Figur 8). Resultatene fra mellom- og storskalaforsøkene viser at det er stor forskjell på dysene i slokke-anleggene (forsøkene ble utført med høy- og mediumhastighetsdyser). Mest effektiv kjøling av stålrøret som ble eksponert for branner i storskalaforsøkene, ble observert med høyhastighetsdyse ved 5,1 bar trykk 3,5 m over røret (20 l/m2min). Nest best var høyhastighetsdyse som ga 15 l/m2min. Forsøkene ble utført med vannpåføringsrater på henholdsvis 10, 15 og 20 l/m2min. Dysene ble plassert på to ulike nivå på 3,5 m og 7,5 m over røret, og en kombinasjon av begge nivåene.

32

Dersom deluge-anlegget avstenges etter slokking, kan brannen reantenne, dersom det fortsatt er varme overflater, som brenselet kan komme i kontakt med. Generelt slokkes ikke væskedams-branner av deluge, men brannene blir kontrollert på et vesentlig lavere nivå med hensyn til varme-utviklingen, og brannlasten reduseres. Skal væskedamsbranner slokkes, må de være innelukket slik at det blir mye vanndamp i området som ”kveler” brannen. Tidlig på 1980-tallet var erfaringen at deluge-anlegg ikke kunne slokke væskedamsbranner med flammepunkt lavere enn 60 °C. Nå er det vist at væskedamsbranner med flammepunkt ned til 38 °C kan slokkes, som følge av bedre kunnskap om betydningen av dysens plassering og dråpe-størrelsen.

ADD

Propane burnerAir gap

Large calorimeter

Deluge nozzle

Figur 9: Illustrasjoner av mellomskalaforsøkene med deluge-anlegg. Forsøksriggen består av en 8m høy stålsylinder med 3 m diameter. Vannet ble samlet opp i sektorer i bunnen og målt (ADD-apparat (Actual Delivered Density)). Riggen ble instrumentert med termo-elementer, varmefluksmålere, gass- og fuktighetsmålere, hastighets- og massestrøms-målere.

Deluge-anlegg med vann er som forventet veldig effektivt i å begrense varmebelastningen fra branner i delvis lukkete rom. De kan faktisk slokke ventilasjonskontrollerte jetbranner under optimale forhold for deluge-anlegget. Den primære hensikten med deluge-anlegg offshore er imidlertid ikke å slokke brannen, men å kontrollere den på et vesentlig lavere nivå med hensyn til varmeavgivelse og varmelaster, slik at viktige konstruksjoner og utstyr ikke ødelegges. Testriggene benyttet i mellomskala- og storskalaforsøkene er vist i henholdsvis Figur 9 og Figur 10.

33

19.5 m

17 m

Water coverage area

9.0

m

11.0 m

Top viewWater connection

6.0

m

5.5 m

0.3 m

2.3 m

4.3 m

Ø 2

.52

m

0.1 m3.

0 m 5.

0 m2.

0 m

2.25

m2.

25 m

2.25

m

Figur 10: Testoppsettet for storskalaforsøk med deluge-anlegg og væskedamsbrann (Wighus, 2002a).

3.5 Vanntåke - Virkning ved brannsituasjoner offshore Vanntåkesystemer har dyser som gir mindre dråper (diameter mindre enn 1mm) enn tradisjonelle deluge-anlegg. Et vanntåkeanlegg krever derfor langt mindre vann enn et deluge-anlegg, ca 1/10. Det finnes ulike typer vanntåkesystemer:

Lavtrykksystemer, som gjerne har dyser med form og utførelse som skaper stor hastighets-forskjell mellom vann og omgivelser. Dette oppnås ved kanaler som skaper rotasjon i dyse-munnstykket, eller ved hindringer som knuser dråpene rett etter utløpet.

•

•

•

To-fluid-systemer som skaper stor hastighet i dyseåpningen ved tilførsel av en gass under trykk akkurat i utløpet. Høytrykksystemer som presser vannet ut gjennom små dyseåpninger under høyt trykk.

Vanntåke egner seg best: • I lukkete rom hvor det kan forventes rask brannutvikling, f.eks. der gass og brennbare væsker

oppbevares. • Der lufttilførselen er begrenset og kontrollert. • Når det er viktig å unngå vannskade eller nødvendig å bruke lite vann, f.eks. ved begrenset

vanntilførsel eller vannreservoar. Det typiske resultatet av storskalaforsøk med vanntåke som lokalbeskyttelse av fly i en hangar, var at ødeleggelsene på objektet (flyet) ikke ble større enn skadene var da vannet ble utløst.

34

Figur 11: Vanntåkeforsøk.

Vanntåke som erstatning for sprinkler Vanntåkeanlegg kan erstatte sprinkleranlegg i visse tilfeller, spesielt i små rom. Vanndampens kveleeffekt (inerteffekt) vil bli utnyttet dersom vanntåkeanlegget er utstyrt med samme utløs-ningsmekanisme som sprinkleranlegg, det vil si en sprinkler bulb som tillater temperaturen ved taket å bli 70 °C før sprayen utløses. Vanntåke som erstatning for slokkeanlegg med inertgass Gass-slokkeanlegg kan erstattes av vanntåkeanlegg, men da kan det være behov for etterspraying med vanntåke for å hindre reantennelse. Reantennelse kan skje dersom tilstrekkelig luft trenger inn i rommet etter at vanntåken har kjølt ned rommet, og øvrige betingelser for brannen er til stede (brensel og varmekilde). I tillegg til at vanntåke har en god slokkeeffekt, kjøler vanntåken brann-rommet og dermed reduseres skadene. Dyseplasseringen er langt viktigere for et vanntåkeanlegg, enn for et slokkeanlegg med inertgass. Dråpene i et vanntåkeanlegg må ha en størrelse som gjør at de når brannkilden i rommet. Vanntåkeanlegg må ”skreddersys” Geometrien på objektene som skal beskyttes av vanntåke er viktig. Det er nødvendig med ”skreddersydde” anlegg med hensyn til plasseringer av dyser, utforming av dyser, vannhastigheter og spredningsmønster. Det finnes foreløpig ingen generell dimensjoneringsmetode for vanntåkeanlegg. Derfor er det fortsatt nødvendig å dokumentere effekten av hvert enkelt system gjennom tester. Testene må utføres i realistiske romvolum og med realistiske objektgeometrier, før vanntåkekonseptet anvendes i praktiske sammenhenger. Små branner og vanntåke er et problem Store branner slokkes med vanntåke, men vanntåke har problemer med å slokke små branner. Vanntåken kjøler romtemperaturen så mye at små branner ikke slokkes. Dette kommer av at mengden vann som kan eksistere i dampform i luft er begrenset av temperaturen (metningstrykk). Vind og vanntåke – ukjent virkning En er fortsatt usikker på hvordan vanntåke virker i vind.

35

3.6 Skumanlegg Skum tilsettes vannet i vannslokkeanlegg for å gi en økt slokkeeffekt på væskedamsbranner. Skummet kommer lettere til der vannet ikke treffer. Ved en væskedamsbrann under en tank vil skummet flyte utover, og legge seg som en hinne over væskedammen og kvele brannen. NBL har utført lite forskning på skumanlegg, bortsett fra at skum er benyttet for å oppnå en tilleggseffekt i vanntåke- og deluge-anlegg. Skumtilsats har positiv effekt på væskedamsbranner både i deluge-anlegg og i vanntåkeanlegg. Det er imidlertid ikke funnet målbar effekt av skum på gassbranner eller spraybranner. AFFF (Aqueous Film Forming Foam) er det mest brukte skummet, men det finnes også andre typer. Bieffekter av skumtilsats: • Miljøproblem

En del skumtyper viser seg å være helsefarlige og lite miljøvennlige. De er i biologisk sammenheng lite nedbrytbare, og nedbrytingen tar lang tid. Den største produsenten av AFFF, 3M i USA, har påvist høye fluourforbindelser (PFOS - perfluorsulfonat) hos sine produk-sjonsarbeidere, og vil som følge av dette slutte med produksjonen av AFFF i løpet av 2003.

• Økt korrosjonsproblem Skumtilsetning kan gi økt korrosjon, og dermed et vedlikeholds- og driftsproblem i prosess-anlegg. Dette oppstår fordi skummet bryter ned overflatespenningene i vann. Vann vil dermed trenge inn i flere sprekker enn vann uten skumtilsats, noe som øker korrosjonsfaren.

De negative effektene av skumtilsats har ført til et større fokus på bruken av rent vann. Forskningsprosjekter har vist at med mer kunnskap om hvordan dyser plasseres og vannet spres, kan en oppnå det samme som om man tilsetter skum. En mer optimal design av slokkeanlegg vil i fremtiden øke utnyttelsen av rent vann.

3.7 Vannslokkesystemer fremover i tid Beregninger fremfor dyre forsøk Vi blir mer og mer i stand til å beregne effekten av ulike vannslokkeanlegg. Arbeid pågår for å verifisere beregningsmetoder med laboratorieforsøk, slik at vi i fremtiden skal bli bedre i stand til å beregne effekten fremfor å utføre kostbare tester. Vannet kan brukes enda mer optimalt Vi vet hvordan dagens slokkeutstyr virker på objekter og brannlaster under de betingelser som testene er kjørt under. Frem i tid, når kunnskapen blir enda bedre, kan vi forhåpentligvis bruke vannet på en enda mer optimal måte. Billigere installasjoner Nødvendig vannmengde kan reduseres i fremtiden. Dette vil gi lettere installasjoner, og medføre at blant annet avløpssystemene kan reduseres. I dag dimensjoneres avløpssystemene for å takle store vannmengder.

3.8 Andre effekter av forskning på slokkeanlegg Forskningen på vannslokkeanlegg har ført til ulike effekter på andre områder. Her nevnes noen av disse effektene:

36

• Nye rørmaterialer og flere branntester

Korrosjon inne i rør har vist seg å være et problem med deluge-anlegg offshore, noe som redu-serer tilgjengeligheten til utstyret. Ved testing av anlegg kun få år etter installering, har det vist seg at dyser blir tette av korrosjon og partikler i forbindelse med installering av slokke-anlegget. Det er derfor tatt i bruk nye materialer i rør og komponenter, som blant annet rustfritt stål, titan, glassfiberarmert plast og armerte gummi. Dette har igjen ført til at disse systemene må branntestes.

• Mangler standarder for å brannteste tørre vannslokkeanlegg Vannslokkeanlegg står ofte tørre i vanlig tilstand. Rør og dyser kan derfor bli utsatt for brann før de fylles med vann. Det utføres derfor branntester av tørre slokkeanlegg for å se om anlegget tåler brannpåkjenningen. Her mangler vi imidlertid standarder for hvordan slike tester skal utføres. I dag utføres branntestene som ”ad-hoc-forsøk”, som er spesifisert av bransjen.

37

4 HALONUTFASING - ERSTATNINGER

4.1 Innledning På midten av 1970-tallet ble det oppdaget at halon hadde en nedbrytende effekt på ozonlaget. Dette medførte en utfasing av halon som startet på begynnelsen av 1990-tallet, og som resulterte i et totalforbud i år 2000. Halongassene ble på grunn av sine mange gode egenskaper (høy slokkeeffekt, renslig, ingen rest-produkter, leder ikke elektrisitet, og har lav giftighet) brukt i rom med mye elektrisk utrustning. Halon ble også benyttet i områder hvor andre slokkemidler var lite egnet på grunn av følgeskader. NBL hadde i perioden 1989-1993 et titalls oppdrag for å foreslå alternative sikringsmetoder for halon for bedrifter, spesielt innen offshore-sektoren. NBL utarbeidet også en veiledning for alter-nativer til brannslokkeanlegg med halon (Stensaas, J.P. og Baade, S., 1993). Det finnes i dag ikke et alternativ til halon som alene kan erstatte Halon 1301 i faste anlegg. Halon er derfor blitt erstattet av andre alternative løsninger, eller av en kombinasjon av alternative tiltak.

4.2 Fremgangsmåte ved valg av alternativ brannsikringsmetode Brannsikringsmetode bør velges etter reell brannrisiko. Det vil si at sannsynligheten for ulike branner må vurderes, sammen med hvilke konsekvenser brannene kan medføre. Følgende viktige aspekter ved det området som skal beskyttes bør vurderes: • Utstyr, maskineri, verdier som skal beskyttes. • Funksjonen til det beskyttede området. • Direkte og indirekte fare for personsikkerheten. • Fare for bedriften (prosess- og produksjonstap). • Bemanning av området. • Brannlast. • Rutiner angående brannsikkerhet. • Sannsynlighet for brann (antennelseskilder). • Mulighet for rask brannspredning og overtenning. • Evakueringsmuligheter. • Tilgjengelighet for brannbekjempelse (manuell innsats). • Tilgjengelighet for slokkeutstyr. • Grad av passiv brannbeskyttelse (brannvegger, seksjonering o.l.) • Brannrisiko ved en brann i området. Figur 12 viser anbefalt fremgangsmåte ved vurdering av alternative sikringsmetoder til halon-anlegg.

38

Figur 12: Fremgangsmåte ved vurdering av alternative sikringsmetoder til halonanlegg

(Stensaas og Baade, 1993).

39

Etter å ha bestemt om et fast slokkeanlegg er nødvendig eller ikke (jf Figur 12), blir neste steg å bestemme hvilket sikringssystem som er best egnet. I mange tilfeller har det vist seg at halon ble installert uten at det eksisterte et reelt behov for slike anlegg, verken på land og offshore. Halon-anlegg kan erstattes med enten aktive eller passive tiltak eller en kombinasjon av disse.

Tabell 8: Halonanlegg kan erstattes av enten passive eller aktive tiltak, eller en kombinasjon av disse.

Passive tiltak

Aktive tiltak

Rene bygningsmessige tiltak som:

• Seksjonering med brannvegger • Oppdeling i mindre brannceller, tette rom hvor alle

gjennomføringer kontrolleres • Dører og lukkeautomatikk • Ventilasjon

Spenningsfrakobling

Deteksjon

Opplæring og brannforebyggende tiltak

Forskjellige slokkemetoder slik som bruk av:

• slokkegasser • vannbaserte slokkemetoder • skum • pulver

Slokking kan enten skje ved hjelp av manuell innsats med håndslokkere, eller ved et fast romdekkende slokkesystem (romfyllingsanlegg) som enten utløses manuelt eller ved automatiske branndeteksjons-systemer.

Tabell 9: Oversikt over alternative slokkemetoder til halon, deres primære virkemåte og hvilke

typer branner1 de er beregnet for (Stensaas og Baade, 1993). Slokkemetode

Aggregat-tilstand

Primær slokke-effekt

Ulemper

Branntype (se fotnote)

Vann: • vannslange, sprinkler,

deluge: dråper kjøling vannskader, elektrisk ledende A, B, C, E

• vanntåke: små dråper/damp inertisering lite effektivt mot små branner,

lav gjennomtrengningsevne B, C, E (A)

Halonalternativer: CO2, N2, og andre inerti-seringsgasser:

gass inertisering giftig (CO2), kvelning pga oksygen-mangel E, B (A, C)

Halonsubstitutter2: • HBFKer: gass Kjemisk giftig, miljøskadelig, ikke egnet

mot A-branner. E (B, C)

• HBFKer, HFKer og FKer: gass fysisk lettere giftig og miljøskadelig E (A, B, C)

Pulver: fast stoff kvelning, kjøling

store rengjøringskostnader, dårlig gjennomtrengningsevne A, B, D (E)

Skum: væske kvelning, inertisering

dårlig gjennomtrengningsevne, elektrisk ledende B (E)

1 A: Brann i faste materialer som tre og andre fibermaterialer, B: Brann i væsker, C: Brann i ren gass, D: Brann i

metaller, E: Brann i elektrisk utstyr. 2 Forklaring på erstatningsgasser for halon: HBFKer (hydrobromfluourkarboner), HKFK (hydroklorfluor-

karboner), HFK'er (hydrofluorkarboner) og FK'er (perfluorkarboner).

40

4.3 Anbefalte alternative sikringsmetoder for forskjellige områder En av hovedkonklusjonene fra NBLs prosjekter vedrørende utfasing av halon er at det opprinnelige sikkerhetsnivået kan opprettholdes, og i mange tilfeller forbedres, ved bruk av en eller flere alterna-tive sikringsmetoder. Dette kan gjøres uten å bruke noen av halonsubstituttene, og som regel uten at det medfører vesentlig økte kostnader. I de prosjekter NBL utførte for å finne erstatninger for halon, ble det ikke anbefalt å ta i bruk noen av erstatningsgassene for halon, på grunn av at disse gassene fra et miljøsynspunkt var ansett å være uakseptable. Noen av disse gassene er giftige for mennesker. Deres fremtid som slokkegasser var høyst usikker den gang prosjektene ble utført. Oppdaterte lister over akseptable alternativer til halon finnes på nettsidene til organisasjonen HARC i USA (Halon Alternatives Research Corporation) (http://www.harc.org). De fleste inertiseringsgassene er derimot miljøvennlige slokkegasser som ikke er giftige. Dette gjelder ikke CO2 som er akutt dødelig ved slokkekonsentrasjon. Denne effektive slokkegassen kan imidlertid benyttes til punktbeskyttelse av elektronisk utrustning i ubemannede rom, dersom visse forholdsregler tas. Når alternative sikringsmetoder vurderes, kan de aktuelle rom som skal beskyttes, deles inn i følgende to hovedkategorier, ut fra hvordan brannutviklingen kan bli: • Rom som domineres med elektrisk utrustning.

Eksempler på slike rom er kontrollrom, telekommunikasjonsrom, instrumentrom, utstyrsrom, bryterrom, traforom etc. • Rom der brennbar væske er lagret. Eksempler på slike rom er nødgeneratorrom, brannpumperom, pumperom, sementeringsrom. I tillegg er turbin- og generatorinnkapslinger, der det stilles krav til eksplosjonssikring, også innbefattet i denne gruppen.

En tredje kategori er rom som inneholder andre brennbare materialer (f.eks. papir), som kontorer, datarom og resepsjonsområde. Det typiske ved en brannstart i elektrisk utrustning er at utviklingen går meget langsomt i start-fasen. Typisk tid kan være fra 30 minutter til flere timer. En brannstart fører til oppvarming av isolasjonsmaterialet, og ved ca 400-500 °C vil faren for antennelse av isolasjonsmaterialet og spredning til nærliggende kabler være tilstede. Antennelse av brennbar væske vil ha en helt annen brannutvikling. Ved tilførsel av flamme vil det bare ta sekunder før væsken antennes ved normal romtemperatur. Har væsken forhøyet tempe-ratur, vil antenneligheten øke betraktelig. Gjennomsnittstemperaturen i rommet kan komme opp i 400 °C etter bare ca 2 minutter. På grunn av den hurtige brannutviklingen og faren for spredning tidlig i brannfasen, må det stilles krav til rask slokkerespons. Den mest aktuelle alternative sikringsmetoden for rom med mye elektronisk utrustning vil i de fleste tilfeller være tidligdeteksjon1 og manuell slokkeinnsats ved hjelp av håndbrannslokkere basert på pulver eller CO2, eventuelt brannslange med spredermunnstykke. Signal fra detektor bør knyttes til bemannet kontrollrom. 1 Anvendelse av røykdetektorer med økt følsomhet, som medfører tidlig deteksjon av brannen.

41

Spenningsfrakopling vil i de fleste tilfeller stanse en overoppheting før det oppstår en brann. Ved spenningsfrakopling vil en brann i elektronisk utrustning som regel slokke av seg selv. Det kan imidlertid i mange tilfeller være vanskelig å arrangere systemer for spenningsfrakopling i eksister-ende anlegg. Effekten av spenningsfrakopling for rom med spesiell elektronisk utrustning (for eksempel kabinetter, telekommunikasjon, datamaskiner etc.), vil imidlertid være så stor at dette bør vurderes grundig. I rom som domineres av lukkete kabinetter og skap med elektrisk utrustning, og i rom med stor ansamling av kabler under golvet, kan det installeres punktbeskyttelse med inertgass inne i skap og under datagulv. Tabell 10 gir en oversikt over alternative sikringsmetoder til halon avhengig av type område som skal beskyttes.

Tabell 10: Anbefalte alternative sikringsmetoder til halon avhengig av type område som skal beskyttes ((Stensaas og Baade, 1993) og (Wighus, 2002b)). Område

Utstyr/brennbart materiale

Brannårsak Anbefalt alternativ sikringsmetode

Arkiver

Papir Elektrisk utstyr,uforsiktig omgang med ild

Deteksjon av brann og personellinnsats. Signal fra detektor tilknyttes vaktsentral/brannvesen utenfor arbeidstiden. Hvis dette ikke gir hurtig nok slokkeinnsats, kan et romfyllingsanlegg basert på en inertiseringsgass anvendes med sikring mot utløsning ved opphold av mennesker i rommet. Sekundært kan et automatisk sprinkleranlegg basert på vann benyttes. Detektorene må kryssones for å unngå unødig utløsning av anlegget (utløsning av anlegget må ikke baseres på signal fra én detektor, men helst to detektorer som er uavhengige av hverandre).

Batterirom

Batterier Overoppheting ikabel eller kopling

Tidligdeteksjon av overoppheting/brann og manuell slokkeinnsats med CO2, vannslange med spredermunnstykke eller pulver. Ved automatisk drift, bør et automatisk romfyllingsanlegg basert på CO2 eller en annen inertiseringsgass vurderes. Dette anlegget bør sikres mot utløsning dersom mennesker oppholder seg i rommet (automatisk stengesystem). Deteksjon av utviklet hydro-gengass (H2) fra batteriene ved hjelp av gassdetektor for å unngå eksplosjon (varsel ved 1 % H2, stopp ladning ved 1.5 % og alarm ved 2.5 %). En bør også vurdere plassering av avtrekkshetter over batterikassene slik at hydrogengassen fjernes ved kilden etter hvert som den utvikles. Ved batterirom for nøddrift bør alt utstyr i rommet være av eksplosjonssikker utførelse. En bør vurdere overgang til vedlikeholdsfrie helkapslede batterier.

Brannpumpe-rom

Oljeprodukter, kabler

Brennbar væske Som turbininnkapslinger.

Bryterrom

Elektrisk utrust-ning (kabel, bryte-re, kontaktorer etc)

Overoppheting i kabel, brytere, kontaktorer etc.

Tidligdeteksjon av overoppheting/brann i rommet og manuell slokkeinnsats med CO2, vannslange med spredermunnstykke eller pulver. Ved ubemannet drift bør signal fra detektor tilknyttes vaktsentral. Sekundært kan et fast slokkeanlegg basert på en inertiseringsgass anvendes. Anlegg bør (spesielt ved anvendelse av CO2) sikres mot utløsning dersom mennesker oppholder seg i rommet. Muligheter for spenningsfrakopling vil være en gunstig tilleggsløsning som anbefales.

Dataarkiver CD- og DVD-plater, disketter og andre data-lagringsmedia, pa-pir etc.

Elektrisk anlegg, datautrustning

Samme som for arkiver.

Datagulv (dobbeltgulv)

Kabler, tilkoplinger Overoppheting i koplinger

Røykdetektorer som plasseres under datagulv. Det må stilles spesielle krav til detektorplasseringen. Slokkingen i tilfelle døgn-kontinuerlig bemannet drift bør primært baseres på manuell slokkeinnsats med CO2, vann eller pulver. Det bør være gjort klart for hurtig fjerning av gulvelementene. Hjelpeverktøy (for eksempel sugekopper) må oppbevares lett tilgjengelig i rommet. Slikt utstyr må underlegges samme krav til merking og plassering som brannbekjempelsesutstyr generelt. Det bør også til enhver tid være tilstede personell som er trenet i slik slokkeinnsats. Detektorene plassert under datagulvet må ha lysindikering i tillegg til normal tilknytning til alarmpanel. Ved store ansamlinger av kabler må det vurderes å installere punktbeskyttelse med CO2 eller inertgass. Utløsning av CO2 må skje manuelt fra utsiden av rommet, og må ikke iverksettes før en visuell inspeksjon er utført. Spenningsfrakopling vil være en gunstig løsning i tillegg. Ved ubemannet drift må en vurdere automatisk utløsning av CO2, med låseautomatikk som hindrer utløsning når det er personer i rommet.

Område

Utstyr/brennbart materiale

Brannårsak Anbefalt alternativ sikringsmetode

El.rom Kabler, PVC, etc. Overoppheting Samme som bryterrom

Generatorrom

Kabler, diesel Samme som el.rom, samt gnister fra roterende maski-neri.

Turbin/generatorinnkapslinger kan beskyttes enten med vanntåke eller inertiseringsgass. Personrisikoen ved bruk av CO2 er ikke tilstede i slike områder, fordi det kun er ved nedstengning at det er tilgang til slike områder. Forsøk ved SINTEF-NBL har vist at vanntåke er effektiv mot oppståtte branner i turbininnkapslinger og at vanntåken ikke skader materialet i turbinen. Valget mellom vanntåke og inertgass må vurderes opp mot installasjonskostnader og vedlikeholdsvennlighet. Sikkerhetsmessig er begge metodene vurdert til å gi like god sikring som dagens halonanlegg. Nødgeneratorrommet beskyttes med AFFF-skum ved diesellekkasjer. Ved ubemannet nattdrift kan et automatisk rom-fyllingsanlegg basert på vanntåke være aktuelt.

Himlinger Som datagulv Som datagulv Samme som datagulv.

Instrumentrom (eks. sykehus)

Kabler, PVC Datamaskiner, elektriske instru-menter/utstyr

Tidligdeteksjon og manuell inspeksjon og eventuell slokkeinnsats med CO2, eventuelt romfyllingsanlegg basert på CO2 eller en annen inertiseringsgass. Automatikk som hindrer utløsning når det er personer i rommet vil være nødvendig.

Kabelgaterom/-traséer

Kabler, koplinger Overoppheting i koplinger

Punktbeskyttelse med CO2 eller annen inertgass hvor mengden er tilpasset volum av det område som skal beskyttes, slik at ikke unødige mengder slokkegass tilføres området. Dette kan kombineres med muligheten for spenningsfrakopling. Konse-kvensene av spenningsfrakopling kan være store, men på grunn av at slike områder vanligvis har meget høy varmelast, må betydningen av å stanse en brann i området gå foran, såfremt det ikke er rene nødsystemer som berøres. Ved å gjøre slike områder spenningsfrie, kan en effektiv slokkeinnsats med brannslange benyttes. Det må også vurderes å benytte termo-kamera for rask lokalisering av overopphetingen. Det må også vurderes å gå over til mer brannbestandige kabelmaterialer.

Kjøkken (gryter på ovn og i avtrekkskanal)

Matolje og fett Brann i smultgryte Punktbeskyttelse med inertgass (f.eks. CO2) eller skum med manuell utløsning. På grunn av at slokkemiddelet bør forurense minst mulig, vil CO2 være det beste slokkemiddelet i de fleste tilfeller. Det eksisterer komplette skumbaserte system og vanntåkesystem på markedet spesielt beregnet for restauranter, storkjøkken o.l.

Kontrollrom Kabler papir, PVC Overoppheting Tidligdeteksjon og manuell slokkeinnsats. I kabinetter og annet elektrisk utstyr, hvor brann kan oppstå på grunn av elekt-riske feil som forårsaker overoppheting, bør det vurderes å installere superdetektorer. Det må også vurderes punkt-beskyttelse med CO2 direkte til kabinett. Utløsning må foretas manuelt basert på signal fra adresserbar detektor. For å unngå uheldig nedkjøling bør det installeres ledeplater som hindrer gassen å treffe følsomt elektrisk utstyr.

Laboratorier Brennbare væsker Antennelse av brennbar væske

Tidligdeteksjon og personellinnsats med håndbrannslokkere basert på skum eller pulver, eventuelt brannslange. Et fast slokkeanlegg basert på inertgass med automatikk som hindrer utløsning i tilfelle det er mennesker i rommet, kan også være aktuelt.

Magnetbåndlagre Samme som data- Samme som data- Samme som dataarkiver

Område

Utstyr/brennbart materiale

Brannårsak Anbefalt alternativ sikringsmetode

arkiver arkiver

Malings- og lakk-eringsverksteder

Brennbare væsker Antennelse av malingsprodukter

Tidligdeteksjon og personellinnsats med håndbrannslokkere basert på skum eller pulver, eventuelt brannslange. Et fast slokkeanlegg basert på skum (skumsprinkleranlegg) kan være aktuelt.

Nødkraft-sentraler

Kabler, PVC Overoppheting av tilkoplinger

På grunn av at slike systemer i de fleste tilfeller skal sikre strøm til livsviktige virksomheter, som for eksempel sykehus, kan utfall av slike systemer få store konsekvenser. Med bakgrunn i dette anbefales det å installere et fast slokkeanlegg basert på vanntåke eller en inertiseringsgass. Vanntåke i kombinasjon med spenningsfrakopling vil gi gode muligheter for å stanse et branntilløp. Reantennelse unngås på grunn av vannets kjølende effekt, og brannen vil sannsynligvis slokke av seg selv når spenningen bortfaller.

Printerrom Kabler, PVC og pair Ild, overoppheting Samme som arkiver

Reléstasjoner Kabler, PVC Overoppheting Tidligdeteksjon og manuell slokkeinnsats. I kabinetter og annet utstyr hvor brann kan oppstå på grunn av elektriske feil som forårsaker overoppheting, bør det vurderes å installere spesielt følsomme detektorer med tilknytning til vakt-sentral/brannvesen. Det må også vurderes punktbeskyttelse med inertgass direkte til kabinett. Utløsning må foretas manuelt basert på signal fra adresserbar detektor. Inertgass kan enten tilføres kabinett via et rørsystem fra en flaske-bank, eller hvert kabinett utstyres med en tilkoplingsmulighet for mobil inertgassenhet. For å unngå uheldig nedkjøling bør det installeres ledeplater som hindrer gassen i å treffe følsomt elektrisk utstyr. Mengden gass som tilføres, må tilpasses volumet av kabinettet. Automatisk utløsning av inertgass må også vurderes.

Tavlerom Kabler, PVC og pair overoppheting av el.komponenter

Samme som reléstasjon.

Telekommuni-kasjonsrom

" " "

Traforom " " For slokking av brann traforom er det viktig å kjøle ned anlegget for rå hindre selvantennelse av isolasjonsmaterialer og olje. I slike tilfeller vil vannbaserte systemer, inklusive vanntåke, kunne benyttes med dysene plassert innenfor innkaps-lingen av transformatoren. I de tilfeller det er praktisk gjennomførbart, bør det arrangeres system for spennings-frakobling før vanntåke aktiveres.

Turbin-innkaps-linger

Gass/diesel Brennbar væskeeller gass, elektrisk

Kan beskyttes av vanntåkeanlegg og inertgassanlegg. I ubemannet område kan CO2-anlegg benyttes.

45

5 DIMENSJONERING AV TRYKKAVLASTING

5.1 Bakgrunn Kunnskap om brann og hva som påvirker forbrenningsprosessen har blitt vesentlig forbedret siden de rådende standarder for design av prosessystemer eksponert for brann, API1 520 og 521, ble etablert for ca 25 år siden. Flere av eksperimentene som disse standardene bygger på, er fra tids-perioden omkring 2. verdenskrig. Siden den tid har både kunnskap og krav til sikker design endret seg, ikke minst som følge av utviklingen av oljeindustrien på norsk og britisk sokkel. Videre har introduksjonen av numeriske simuleringer gitt økt forståelse for hva som skjer i et brannforløp. Dette har medført behov for en kritisk gjennomgang av eksisterende prosedyrer og standarder for design av prosessanlegg. Sikkerhetssystemene i et prosessanlegg må optimaliseres ut fra en total-vurdering av sikkerheten til anlegget, og ikke suboptimaliseres ut fra behovet til et delsystem. Tiden det tar å bringe et prosessanlegg til en sikker tilstand, må sees i sammenheng med behovet for tiden til andre beredskapsaktiviteter, slik som for eksempel: evakuering, brannbekjempelse og skadebegrensning (jf. NS-EN ISO 13702). Trykkavlastning med eller uten eksponering av brann er en sterkt transient prosess; tilstanden i systemet endres sterkt med tiden. Beregning av slike systemer må baseres på transiente metoder, ikke på stasjonære betraktninger. Simuleringer som beskriver tidsavhengigheten i de fysiske prosessene er derfor nødvendig. Enkle betraktninger kan gi svært gale resultater. Det er de senere årene utarbeidet forslag til nye prosedyrer for beregning av trykkavlastning. ”Institute of Petroleum” i London og Scandpower AS har kommet ut med hver sine prosedyrer. Prosedyrene har noen svakheter og er fortsatt gjenstand for modifikasjon. De har ennå ikke fullt ut blitt anvendt i petroleumsindustrien. Dette er imidlertid en prosess som er i gang, og de nye prosedyrene vil etter hvert overta som dominerende metoder i industrien. Det er også på trappene en oppdatering av API-standardene, som vil ta opp i seg de mye metodene. Brannlaster er et sentralt tema i forbindelse med trykkavlastning. Dersom man ser de eksisterende prosedyrene i relasjon til eksperimentene som er utført i prosjektet ”Dimensjonering av trykk-avlastning” (G. Berge og Ø. Brandt, 2003), ser man at det er et stort behov for å kartlegge brann-laster som er relevante i forhold til en reell brann. Ved neste oppdatering av prosedyrene vil det være en fordel å se på hvilke krav som skal stilles til modellering og beregning av nedblåsings-prosessen, og ikke minst hvordan oppgitte brannlaster skal forstås (G. Berge og Ø. Brandt, 2004). Tabell 11 viser hvilke rapporter som ble utgitt i dette prosjektet.

Tabell 11: Rapporter utgitt i prosjektet ”Brannmotstand for (prosess)utstyr i henhold til standard/ dimensjonerende laster”.

Rapportnummer Rapportnavn Referanse

NBL F03111 Brannlast for (prosess)utstyr (G. Berge og Ø. Brandt, 2003)

NBL F04108 Analyse av brannlast (G. Berge og Ø. Brandt, 2004)

1 API står for ”American Petroleum Institute” og representerer alle sider ved olje- og gassindustrien i USA,

inklusive sikkerheten.

46

5.2 Brannlast for (prosess)utstyr

5.2.1 Generelt Hva er en relevant brannlast? Det har gjennom tidene blitt forsket mye på brann. Likevel kan vi ikke med sikkerhet si hva som er en relevant brannlast. Noe av problemet er at brann ikke er et entydig begrep, men et resultat av mange tilfeldige omstendigheter. Det er store variasjoner i type og mengde brensel, tilgang på oksygen, innflytelse fra omgivelsene, osv. Med andre ord, en flamme kan se ut på mange forskjellige måter, og brannlasten vil variere tilsvarende. Problembeskrivelse Ideen bak denne delen av prosjektet var å lage en fysisk modell som kan eksponeres for en kjent varmelast. Hvordan objektet påvirkes av varmelasten kan måles og observeres. Ved å sammen-ligne responsen på prøvestykket med responsen fra samme type prøvestykke eksponert for en flamme, kan en finne hvilke varmelast prøvestykket blir utsatt for fra flammen. Man kan overføre erfaringene fra eksperimentene til matematiske modeller, og gjenskape resultatet matematisk. På bakgrunn av eksperimentene kan en sammenligne de anbefalte varmelaster i regelverk, standarder og aktuelle prosedyrer med de verdier som kommer frem i dette prosjektet.

5.2.2 Eksperimentaloppsettet Utgangspunktet for prosjektet var å kontrollere eksponert varmelast på en bedre måte enn det som er mulig ved flammebelastning ved en brann. Det ble derfor bygget en elektrisk ”ovn”, som skulle gi en kontrollerbar belastning over hele prøvestykket (den grå delen midt inne i forsøksoppsettet utgjør et 12,5 mm tykt stålrør). Kravet var at ovnen måtte gi en effekt på opp til ca 350 kW/m2 jevnt fordelt over prøvestykket. Figur 13 viser den praktiske oppbyggingen av selve oppvarmingsenheten.

Figur 13: Sammenstilling av prøvestanden. Ytterst vises støtterøret (i grått) som holder opp-

varmingsenheten på plass. Inne i oppvarmingsenheten monteres prøvestykket som lagres opp på bukker i hver ende. I hver ende av oppvarmingsenheten (den innerste grå delen) monteres isolasjon. De lyseblå områdene angir oppvarmingsenheten bestående av folie. De oransje delene er kobberskinner som utgjør de elektriske lederne. Den mørkeblå delen er isolasjon for å hindre varmetap til omgivelsene fra varmeelementene, samt for å hindre eksponering fra kobberskinnene.

47

5.2.3 Resultater Det ble til sammen kjørt sju forsøk i den første delen av prosjektet. Det ble utført fire forsøk med tørt rør og tre forsøk med 1 liter vann inne i prøvestykket. Figur 14 viser resultatene fra forsøk med tørt rør (forsøk ”Pros05”). Den oransje, svakt taggete kurven er varmelasten (i kW/m2) beregnet på grunn-lag av temperaturen på varmelementet (folien) og Stefan-Bolzmanns lov for sort stråling. De andre kurvene representerer måling av temperaturen på forskjellige steder inne i stålrøret. Figur 15 viser en sammenligning mellom målingene i eksperimentene vist i Figur 14 og beregnete verdier ved hjelp av brannsimu-leringsprogrammet VessFire (G. Berge, 2003). Figurfor en jetbranntest utført ved NBL (Wighus, 1992). Fberegningene og de to målte tilfellene. På basis av måelementet på 0,9 og for overflaten av prøvestykket 0,8på 900 °C og en karakterristisk lufthastighet omkring r

”Vesfor termprosvær Progav fbenytilnæskjeførimisksam

Objekt

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15Tid [min.]

Tem

pera

tur [

°C]

T1 Topp T2 2/3 topp T3 1/3 topp T4 bunn T5 Topp 0.25 T

Figur 14: Resultat av målinger på prøvestykket. Varvarmeelementet er regnet ut som sort strandre målingene viser temperaturresponse

Fakta om programmet VessFire sFire” (G. Berge, 2003a) er et program tidsavhengig, ikke-lineær analyse av omekanisk respons under nedblåsing av essledd og prosessutstyr, som både kan e eksponert og ikke eksponert for brann.

rammet baserer seg på en samlet løsning ysiske problemer. Dette gjøres ved å tte en kombinert numerisk og analytisk rming for løsning av blant annet for-

llige prosesser vedrørende varmeover-ng, termodynamikk, trykkavlastning, ter-e spenninger i tankvegg og tiden for

menbrudd av prosessutstyret.

16 viser sammenligning mellom målinger iguren viser at det er godt samsvar mellom linger er det antatt en emissivitet for varme-. Det er videre antatt en overflatetemperatur øret på 0,1 m/s.

20 25 300

20

40

60

80

100

120

140

Fluk

s [k

W/m

2]

6 Bunn 0.25 T7 Damp T8 Vann Varmeelement kW/m2

mefluksen (oransje, svakt tagget kurve) fra åling på grunnlag av målt temperatur. De n til prøvestykket.

48

Maximum and minimum temperature in vessel shell

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 12 14

Time [min]

Tem

pera

ture

ves

sel s

hell

[°C

]

Average calculated temperature

T1 Case-5 T5 Case-5

Figur 15: Sammenligning mellom temperatur beregnet ved hjelp av programmet Vessfire og

målt temperatur i forsøk Pros05, det vil si T1 og T5 vist i Figur 14.

Maximum and minimum temperature in vessel shell

0

200

400

600

800

1000

1200

0 5 10 15 20 25 30

Time [min]

Tem

pera

ture

ves

sel s

hell

[°C

]

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

Figur 16: Figuren viser sammenligning mellom beregninger og målinger med jetbrann (Wighus,

1992) med konstant varmebelastning på 180 kW/m2. Kurvene viser beregnet og målt verdi på ståltemperaturen for et rør med karbonstål eksponert for en jetbrann.

Sammenligningen mellom de to beregningene viser at en kontinuerlig, jevn varmebelastning på 180 kW/m2 gir et rimelig representativt bilde av temperaturutviklingen for et rør av denne dimen-sjonen eksponert for jetbrann. I forhold til anbefalt verdi for jetbranner i NORSOK er imidlertid dette en lav verdi. Det er likevel for tidlig å konkludere med at verdiene oppgitt i NORSOK er for høye. Flere undersøkelser må gjennomføres. For det første er det vesentlig å få en bedre kontroll på emissivitetene som anvendes. For det andre må flere rørdiametre undersøkes. Resultatene viser imidlertid at det er behov for en grundig gjennomgang av problemstillingen.

49

5.3 Analyse av brannlast

5.3.1 Generelt På bakgrunn av måleresultatene fra første del av prosjektet (”Brannlast for (prosess)utstyr”), ble det gjennomført en analyse for å fremskaffe kunnskap om de prosesser som finner sted i et prosessutstyr med innehold av væske og gass, når det eksponeres for en brannlast. Sentralt i dette arbeidet er varmeovergang mellom væske, gass og faste stoffer. Det ble etablert en simuleringsmodell for analyse av eksperimentaloppsettet, og for å gjenskape eller modellere de effekter man kunne observere under eksperimentene. På den måten ble det mulig å studere fysikken som inngår i prosessen, og dermed utvikle mer presise modeller.

5.3.2 Simuleringer For å dimensjonere utstyr til å motstå en brann, må man vite hvilken varmelast brannen repre-senterer. Å eksponere en gjenstand for en flamme er ikke noe problem rent eksperimen-telt. Det som er problemet, er å fastslå hvilken brannlast objektet eksponeres for reelt sett. Varmelast fra en flamme domineres av to varmeoverføringsmekanismer; nemlig konvek-sjon og stråling. Disse to mekanismene er fysisk sett svært forskjellige, og de vil variere avhengig av forskjellige parametere. Selv om temperaturen i flammen er en viktig parameter for begge mekanismene, reagerer de for eksempel temmelig ulikt på temperatur-utviklingen. Simuleringsmodellen som ble benyttet i dette prosjektet, er bygget på basis av programmet ”Brilliant” (G. Berge 2003) Simulerings-modellen er bygget opp i samme dimensjoner som eksperimentaloppsettet. Det er tatt med detaljer så langt som det anses nødvendig for at modellen skal være representativ. Simuleringer er viktig av to årsaker. Det ene er at en i dette prosjektet ønsker å studere for-deling mellom konveksjon og stråling. Det andre er at en ønsker å verifisere målingene. Eksperimentelle målinger er et vanskelig

Fakta om programmet ”Brilliant” ”Brilliant” (G. Berge, 2003b) er et generelt simuleringssystem for masse og varmetrans-port, inklusive kjemiske reaksjoner. Det vil si et såkalt ”CFD-system” (”Computational Fluid Dynamics”). Det spesielle ved ”Brilliant” er at det er basert på objektteknologi, og det har derfor en unik fleksibilitet til å tilpasse geometri, og å operere ulike simuleringsmodeller samtidig, såkalt ”multi-physics simulations”. Dette er en forutsetning for å kunne utføre den type simulering som det har vært et behov for i dette prosjektet. ”Brilliant” bygger på prinsippet om konser-vering av impuls, masse og energi. For et fluid vil det si at Navier-Stokes ligninger for impuls, kontinuitetsligningen for masse og energiligningen for energi benyttes. Ettersom energiligningen ikke behandler stråling, må stråling behandles spesielt, ved at strålingen knyttes opp mot energi-ligningen. For faste materialer er det nor-malt bare energiligningen som anvendes. Faste materialer blir imidlertid også påvir-ket av stråling, og energiligningen for faste materialer må derfor også knyttes opp mot behandling av stråling. Det er flere måter å behandle stråling på. Den metoden som er benyttet i ”Brilliant”, er den såkalte ”Discrete Transfer-metoden”. Metoden inkluderer absorpsjon i gass og væske, samt emissivitet på overflater. I ”Brilliant” er emissiviteten implementert, slik at det blir tatt hensyn til orienteringen av flater. Det vil si at det tas hensyn til skyggevirkninger.

50

område, både i gjennomføring og med hensyn til fortolkning av hva som egentlig måles. Teoretisk behandling av en problemstilling og eksperimentelle målinger utfyller hverandre, de eliminerer ikke hverandre. I dette prosjektet har det derfor vært et ønske om å gjennomføre mer eksakte simuleringer. Dette for å ha en kontroll på målingene. Det har vært spesielt viktig å ha kontroll på energiflyten i eksperimentalutrustningen. For å kunne stole på målingene, må disse stemme overens med den totale varmebalansen. I tillegg til verifisering, gir simuleringer muligheter til å fremskaffe mer informasjon om selve oppvarmingsprosessen og varmetransporten mellom faste materialer og fluider. Dette er informasjon som også kan utnyttes i industriell sammenheng.

5.3.3 Oppbygging av simuleringsmodell Figur 17 viser komponentene av fast materiale som inngår i beregningsmodellen. Ytre kappe er av aluminium. Kappen har ingen funksjon, bortsett fra å være støtte for varmeelementet. Innenfor kappen ligger et lag med isolasjon av "Kaowool" (keramisk fiber). Isolasjonen ligger helt inntil folien og mellom kopperringene. Mellom folien og objektet beregnes strømning og stråling. Mellom flensen på objektet og den ytterste kopperringen er det lagt inn en 4 mm spalte, slik at luft kan trenge ut. I motsatt ende av objektet er det en 2 mm bred spalte mellom objekt og isolasjon. Brilliant er bygget opp slik at man kan anvende forskjellige modeller med interaksjon mellom modellene. Med modeller menes i denne sammenheng en samling av ligninger, som til sammen simulerer et fysisk fenomen. For eksempel er varmeledning i faste materialer, turbulent og lami-nær strømning, spredning av enkeltkomponenter i gass eller væske, og stråling forskjellige modeller. En modell kan imidlertid bygge på en annen modell.

Prøveobjekt med flensFolie med kopperringerIsolasjonKappe for støtte

Endeplate på prøveobjekt

Figur 17 Modellen er bygget opp av komponentene nederst i figuren. Komponentene ligger inne

i hverandre slik den øverste figuren viser.

51

5.4 Varmetransport og varmeovergang i prosesskomponenter Det er vesentlig å inkludere konvektiv varmeovergang ved beregning av respons fra en brann som eksponerer et væske- eller gassfylt objekt. Varmeovergangen har en vesentlig innflytelse på temperaturen i det faste materialet. Det gjelder både varmeovergangen mellom fast materiale og gass, så vel som mellom fast materiale og væske. Konvektiv varmeovergang er avhengig av strømningshastigheten. Når et prosessanlegg ekspo-neres for brann, gjøres det en del operative tiltak for å redusere konsekvensen av brannen. Pro-sessegmentet som eksponeres, isoleres ved å stenge ESD-ventilene (Emergency Shut Down) i segmentet. Samtidig åpnes EBD-ventilen (Emergency Blow Down) for trykkavlastning. I denne situasjonen er det lite strømning i systemet. I en tidligfase, etter at ESD-ventilene er stengt, vil væske renne til det laveste nivået i systemet. Gass vil strømme mot EBD-ventilen og skape en viss bevegelse. Som regel er EBD-ventilen knyttet opp mot en tank med et visst volum. Dermed vil bevegelsene i gassen være begrenset (sone C og D i Figur 18). Bevegelsen i væsken (sone A) vil i stor grad være bestemt av egenkonveksjon forårsaket av oppvarming eller nedkjøling fra skall-veggen.

Ved trykkavlastning og oppvarming vil det også kunne foregå koking av væsken, noe som vil forårsake bevegelse på væskeoverflaten (sone B). Ved kraftig koking kan dråper rives med og treffe veggen i gassonen (sone C). Det vil gi en effektiv fordampning av disse dråpene.

B

A

C

D Hver av sonene som er illustrert i Figur 18, har sine spesielle forhold for varmeovergang. Betydningen av hver enkelt sone vil variere med varmebelastningen, sammensetningen av væsken og væskenivået. Innvendig varmeovergang i prosessutstyr eksponert for brann, er komplisert å modellere. I dette prosjektet er VessFire benyttet for å beregne prosessen som foregår inne i objektet.

Figur 18: Ulike soner for varmeovergang i væskefylt prosessutstyr (G. Berge, 2003b).

5.4.1 Resultater av simuleringer med beregningsprogrammet ’Brilliant’ Noe av bakgrunnen for å gjøre simuleringer, var å kartlegge strømningen mellom folie og objekt. Det var på forhånd antatt at det ville opptre en sirkulasjon oppover langs folieflaten, og nedover langs objektflaten. Figur 19 viser en sirkulasjon i lengderetning langs objektet. Sirkulasjonen er større enn det lekkasjen inn i underkant av objektet tilsier. Mellom folie og objekt er det hastig-heter i størrelsesorden 0,1 m/s, mens det i spalten mellom flensen og kopperringen er hastigheter i størrelsesorden 0,3 m/s. Beregningene er utført med bruk av både Brilliant og VessFire. Brilliant benytter målt effekt som grunnlag for energifordelingen i systemet, mens VessFire benytter varmefluks basert på tempera-turene målt på folien.

52

Figur 19: Figuren viser strømning mellom folie og objekt sett fra siden (Brilliant). Figur 20 viser beregninger med Brilliant med hensyn til temperaturen på objektet sammenlignet med målt temperatur i forsøk, ved bruk av emissivitet lik 0,7 for objektet og 0,55 for folien. Figur21 viser en sammenligning mellom målt temperatur i væske og gassfase i forsøket og bereg-net termoelementtemperatur med VessFire, som funksjon av tiden. Hensikten med beregningene utført med Brilliant var å verifisere at målingene samsvarer med energifordelingen i systemet. Beregnet termoelementtemperatur viser godt samsvar med målinger. Beregningene treffer også godt fordampningsperioden for vannet. Videre viser beregnet temperatur på termoelementet T7 god samsvar med målinger. Tabell 12 viser hovedkonklusjonene i prosjektet.

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 1Time [min.]

Tem

pera

tur [

C]

2

T1-Topp05 T2-2/3H05 T3-1/3H05T4-Bunn05 T5-Topp025 T6-Bunn025Beregnet object

Figur 20: Beregninger med Brilliant med hensyn til temperaturen på objektet sammenlignet med målt temperatur, ved bruk av emissivitet lik 0,7 for objektet og 0,55 for folien (Brilliant).

53

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 1Tid [min]

Tem

pera

tur [

°C]

2

Temperatur luft Temperatur vannT7-Luft i objekt T8-Vann/RomluftBeregnet termoelement temp.

Figur21: Figuren viser temperaturen i væske og gassfase som funksjon av tid (VessFire).

Tabell 12: Hovedkonklusjonene fra prosjektet ”Brannmotstand for (prosess)utstyr i henhold til standard/dimensjonerende laster”.

Dersom man ser de eksirelasjon til eksperimentenstort behov for å kartleggdimensjonere utstyr, må mterer. Å eksponere en gjensett, men problemet er å f

Nye prosedyrer som bedravlastning, er under utviklvarmelaster som eksponernoen av dagens standarder

Forsøksapparaturen som bvesentlig bedre kontroll flammebelastning.

Det er blitt utviklet en soppsettet, og for å gjenseksperimentene. Dermed bog utvikle mer presise modgodt samsvar med energifo

Formålet med simuleringenBeregningene med Brillianmålingene var i samsvarprogrammet VessFire var å

Beregningene med VessFirfungerer godt både ved uli

De beregnede temperatuemissiviteten til flatene. E

HOVEDKONKLUSJONER

sterende prosedyrene for design av prosessystemer i e som er utført i dette prosjektet, ser man at det er et e brannlaster som er relevante i en reell brann. Skal man an vite hvilken varmelast den aktuelle brannen represen-stand for en flamme er ikke noe problem eksperimentelt astslå hvilken varmelast gjenstanden utsettes for. e ivaretar den de transiente variasjonene under trykk-ing. Det er imidlertid behov for bedre modeller for de er prosesskomponentene. Varmelaster som foreskrives i , er sprikende og til dels feilaktige. le utviklet, må karakteriseres som vellykket. Man oppnår med eksponert varmelast, enn det som er mulig ved

imuleringsmodell Brilliant for analyse av eksperimental-kape de fysiske prosesser man kunne observere under lir det mulig å studere fysikken som inngår i prosessen, eller. Beregningene med Brilliant viste at målingene var i rdelingen i systemet. e var å kartlegge strømningene mellom folie og objekt. t ble gjennomført i første rekke for å verifisere at med energifordelingen i systemet. Hensikten med beregne prosessene som foregår inne i objektet. e viste et godt samsvar med målte verdier. Modellene k væskefylling i prøveobjektet, og med tørt objekt. rer på varmefolien og prøvestykket, bestemmes av n høy emissivitet gir lave flatetemperaturer og motsatt.

54

5.5 Vurdering av brannlaster gitt i standarder

5.5.1 Generelt Det eksisterer som nevnt i avsnitt 5.1 flere standarder eller prosedyrer som angir forskjellige verdier på varmelaster som kan brukes ved dimensjonering av brannbeskyttelse på prosessutstyr og konstruksjoner. Det er hovedsakelig to standarder som benyttes i dag, nemlig Norsok-standarden og en prosedyre foreslått av Scandpower (Guideline for Protection of Pressurized Systems Exposed to Fire) for Statoil og Norsk Hydro. Det finnes i tillegg flere utenlandske standarder, slik som API-standarden, men vi vil her begrense oss til å omtale de to norske standardene, som benyttes av de norske oljeselskaper og engineeringselskaper i dag. Det er imidlertid ofte uklart hvilke verdier for varmelasten det er snakk om i slike standarder. Er det snakk om maksimalverdier, eller gjennomsnittsverdier for varmelasten? Hvis det er snakk om gjennomsnittsverdier, er det da snakk om gjennomsnittlig varmelast over det branneksponerte arealet, eller er det snakk om gjennomsnittsverdier over en viss tid? Det er en kjent sak at varme-lasten fra en brann eller en flamme, som kan ha en temmelig fluktuerende oppførsel, varierer både med hensyn til tid og rom. Vi vil i dette avsnittet gå ut i fra at det er snakk om ”effektive varme-laster”, som i praksis vil være mest nøyaktig karakterisert av gjennomsnittsverdien for varme-lasten i både tid og rom.

5.5.2 Norsok-standarden I Norsok-standarden ”Technical Safety” (S-001, rev. 3, januar 2000), vedlegg G (Brann-beskyttelse av trykkbeholdere og prosessrør) legges varmelastene gitt i Tabell 13 til grunn.

Tabell 13: Varmelaster for væskedamsbrann i åpent og lukket område (Norsok, 2000).

Branntype Varmelast

Høyeste punktlast (kW/m2)

Varmelast Gjennomsnittlig last

(kW/m2) Brann i råolje i det fri eller delvis lukket rom (brenselskontrollert brann)

150 100

Brann i råolje i lukket rom (ventila-sjonskontrollert brann) 200 130

Jet-brann: 250

5.5.3 Statoil/Norsk Hydro standard Scandpower AS (Hekkelstrand, 2002) har utviklet retningslinjer for beskyttelse av trykksatte systemer eksponert for brann.

55

Tabell 14 viser foreslåtte verdier for innfallende varmestrålingsintensitet for brenselskontrollerte branner til bruk ved dimensjonering av beskyttelse av trykksatte tanker.

Tabell 14: Foreslåtte verdier for innfallende varmestrålingsintensitet for brenselskontrollerte branner til bruk ved dimensjonering av beskyttelse av trykksatte tanker. Det gis ingen kredit for overrislingsanlegg (Hekkelstrand, 2002).

Jetbrann Type varmelast For lekkasjerater

m > 2 kg/s For lekkasjerater

0,1 kg/s1 < m < 2 kg/s

Væskedamsbrann/ oljebrann

Lokal maksimal varmelast 350* kW/m2 250* kW/m2 150* kW/m2

Gjennomsnittlig/ effektiv varmelast 100* kW/m2 0* kW/m2 100* kW/m2

* Ingen kreditt for deluge-anlegg.

5.5.4 Diskusjon Væskedamsbrann: I det fri eller delvis lukket rom (brenselskontrollert brann): I Tabell 6 i avsnitt 2.3 på side 22 foreslås det en maksimal varmelast på 260 kW/m2 (når verdiene er midlet over et halvt minutt) og 220 kW/m2 (når verdiene er midlet over ett minutt). Det fremheves at varmelasten varierer med væskedamsbrannens diameter. En maksimal varmelast på 150 kW/m2 og en gjennomsnittlig varmelast på 100 kW/m2, slik som forannevnte standard og prosedyre anbefaler, synes derfor å være for lavt. En maksimal varmelast på 200-250 kW/m2 og en gjennomsnittlig varmelast på 150-200 kW/m2 synes å være mer relevant for en storskala væskedamsbranner, i stedet for 150 og 100 kW/m2 for henholdsvis høyeste punktlast og gjennomsnittlig varmelast i det fri, i henhold til Tabell 13. I lukket rom (ventilasjonskontrollert brann): I Tabell 7 i avsnitt 2.3 foreslås det, på grunnlag av eksperimentelle forsøk utført av NBL (Berge og Wighus, 2001), maksimale varmelaster i området 300-350 kW/m2 og typisk varmelast mot vegger på 200 kW/m2. Dette er vesentlig høyere enn de angitte verdiene i Norsok-standarden på henholdsvis 200 og 130 kW/m2 for henholdsvis høyeste punktlast og gjennomsnittlig varmelast, i henhold til Tabell 13. En effektiv varmelast i området 200-250 kW/m2 synes å være mer relevant for væskedamsbranner i lukkede rom. Jetbrann I det fri: Tabell 6 på side 22 foreslår maksimal varmelast for en brennende gassjet ved sonisk strømning og rate på 8 kg/s, som treffer et 900 mm diameter horisontalt rør, på 300 kW/m2 over mindre enn 1 m2 overflate og 250 kW/m2 over mindre enn 4 m2 overflate. I en jetbranntest testes objektet for varmemotstand mot en lokal brannlast på 350 kW/m2. De foreslåtte lokale maksimal-verdier i Statoil/Norsk Hydro-standarden på 350 og 250 kW/m2, avhengig av om lekkasjeraten av brennbar gass er henholdsvis over eller under 2 kg/s, synes ut fra dette å være fornuftige verdier.

1 Gjelder for objekter plassert nært ved lekkasjepunktet. Varmelasten vil variere i løpet av brannens varighet, og

250 kW/m2 blir brukt som en gjennomsnittlig innfallende varmelast

56

Hovedkonklusjonene med hensyn til vurderinger av eksisterende standarder og regelverk er vist i Tabell 15. Tabell 15: Hovedkonklusjoner med hensyn til vurderinger av eksisterende standarder og regel-

verk.

HOVEDKONKLUSJONER Varmelastene angitt i standarder, slik som Norsok-standarden og standard fra

Scandpower Risk Management AS synes generelt å være til dels vesentlig lavere enn det NBL har målt i storskala forsøk med slike branner, i hvert fall for åpne og innelukkede væskedamsbranner. For jet-branner synes verdiene som foreslås i disse standardene å være omtrent på samme nivå som det NBL har erfart.

Følgende varmelaster anbefales av NBL for væskedamsbranner og jetbranner i det fri og i lukket rom (ventilasjonskontrollert brann):

Branntype Maksimal varmelast

(punktlast) (kW/m2)

Gjennomsnittlig, effektiv varmelast

(kW/m2) Brann i råolje i det fri eller delvis lukket rom (brenselskontrollert brann)

250 200

Brann i råolje i lukket rom (ventilasjonskontrollert brann) 350 200

Jetbrann i det fri: 400 350 for mf > 2 kg/s 250 for mf < 2 kg/s

57

6 VENTILASJON OG RØYKKONTROLL - KANALER OG SPJELD

6.1 Røykkontroll - Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld

6.1.1 Bakgrunn og målsetting NBL gjennomførte i perioden 1991-1993 prosjektet ”Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld” for Statoil, med delprosjektene ”del 1: Boligkvarter” og ”del 2: Utstyrsskaft”. Hen-sikten med prosjektet var å vurdere behov, strategi og nytteverdi for bruk av brannspjeld i bolig-kvarter og utstyrskaft, samt foreta en gjennomgang av praksis for bruk av brannspjeld i disse platt-formområdene. Som utgangspunkt for prosjektet ble det hevdet at forskriftene ikke avdekker noen entydig strategi eller filosofi for bruk av brannspjeld i de forskjellige områdene på en plattform. Det hevdes at bruken av brannspjeld, slik de praktiseres i dag, bygger på foreldede forutsetninger. Behovet for brannspjeld ble ikke vurdert i forhold til utviklingen med hensyn til bruk av brennbar innredning, bedre deteksjon og varslingssystemer, samt nye ventilasjonsprinsipper. Økt bruk av ikke brenn-bare materialer eller materialer med redusert antennelighet, endret strategi for drift av mekanisk ventilasjon i tilfelle brann og bedre deteksjons- og overvåkningsmuligheter, har endret forutset-ningene for bruk av brannspjeld. Det er åpenbart store økonomiske og driftstekniske besparelser i å kunne redusere antall brannspjeld, spesielt i boligkvarteret. Tabell 16 gir en oversikt over rapportene som ble utgitt i løpet av prosjektperioden.

Tabell 16: Rapporter utgitt i prosjektet “Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld”.

Rapportnummer Rapportnavn Referanse

STF25 F91005 Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld. Del 1: Boligkvarteret. (Meland, Ø., Mathisen, H.M., 1991)

STF25 F93013 Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld. Del 2 utstyrsskaft.

(Meland,Ø., Mathisen, H.M., Wighus, R., Kolsaker, K., Lintorp, S., 1993)

STF25 A93031 Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld. Del 1: Boligkvarter. (Meland, Ø., Mathisen, H.M., 1993)

6.1.2 Boligkvarter Vurderingene som ble gjennomført i denne delen av prosjektet, baserte seg i stor utstrekning på erfaring fra tidligere prosjekter knyttet til konsekvensanalyser og personsikkerhet ved brann. I tilegg ble simuleringsverktøyet ”IDA” videreutviklet og anvendt i prosjektet. Dette programmet gjorde det mulig å simulere temperaturutviklingen i kanalsystemet ved antatt brannforløp, som for eksempel i en lugar. Programmet er også blitt verifisert på grunnlag av fullskala forsøk med brann i rom. I prosjektet har man vurdert konsekvenser i forbindelse med installasjon av brannspjeld i henhold til antatt praksis, på grunnlag av sannsynlige scenarier med brann i lugar. Konklusjoner er blitt trukket på bakgrunn av det man vurderte kunne skje i brannens tidlige fase, hvor blant annet evakuering av mannskaper ville foregå. Konklusjonene fra denne delen av prosjektet er gjengitt på neste side.

58

6.1.3 Hovedkonklusjoner for del I - Boligkvarter Hovedkonklusjonene fra prosjektet “Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld” er vist i Tabell 17.

Tabell 17: Hovedkonklusjoner fra prosjektet “Aktiv og passiv brannsikring relatert til brann-spjeld. Del I – Boligkvarter”

Tidlig røykdeteksjon er rommet, og for mulighete

Løsninger med mekanisk baseres på fortrengningspDette ventilasjonsprinsipbrannen, samt forbedretbenyttes.

Ventilasjonsanlegget børVentilasjonsanlegget børrøykspredning i kanalsysthøyt i rommet) bør tilførs

Dersom ventilasjonsanlegbranndeteksjon, kan ikkesom startbrannrommet vbenytter ikke tilluftsspje

Med ventilasjonsanleggerøyktemperaturen i kanaspjeldets utløsningstempe

Ved drift av ventilasjoneksternt friskluftsinnta”kortslutning” i ventilasjfriskluftsinntaket. I slibrannspjeld i inntaket, fo

Automatiske brannspjeldoppholdsrom, som utgjøbrannisolering av kanalebrannklasse tilsvarende o

I områder med spesielle både tilluftskanaler og områdets brannklasse. Krforutsetning av at spjeld,

Brannspjeld bør prøveskonstruksjonen det er entil brannspjeld under varm

HOVEDKONKLUSJONER

meget viktig for overlevelsesmulighetene i startbrann-n for sikker evakuering. ventilasjon av lugarer og oppholdsområder bør primært rinsippet (friskluft tilført i gulvhøyde med lav hastighet).

pet vil ha klare fordeler med tanke på tidlig deteksjon av sikt ved evakuering av boligkvarteret. Omluft må ikke

være i drift også etter at en brann er detektert. i første rekke være i drift for å hindre ukontrollert emene. Ved omrøringsventilasjon av lugarer (lufttilførsel elen til rommet stenges, men avsug bør være i drift. get stoppes, og brannspjeld lukkes i avtrekkskanaler ved røykspredning utelukkes i tilluftskanaler i samme seksjon ed fortrengningsventilasjon. Dette ventilasjonsprinsippet ld. t i drift ved et sannsynlig brannforløp i lugar, vil lsystemet (ved spjeldets plassering) neppe komme opp i ratur.

sanlegget etter røykdeteksjon, og uheldig plassering av k i forhold til eksternt avtrekk, kan det oppstå onen. Det vil si at røyken fra avtrekket trekkes inn i ke situasjoner, kreves et detektorstyrt og røyktett r stenging av frisklufttilførselen. i kanaler mellom områder bestående av lugarer og r en egen branncelle, kan fjernes til fordel for r. Kanalisolasjon og gjennomføringstetting må ha en mrådets brannklasse. krav til branncelleinndeling (kjøkken, vaskerom, etc.), bør avtrekkskanaler forsynes med brannspjeld tilsvarende av til kanalisolasjon i full lengde foreslås utelatt, under innfesting etc har samme brannklasse. og godkjennes etter de samme kriterier som den del av. I spesielle tilfeller bør det vurderes tetthetskrav ebelastning.

59

6.1.4 Utstyrsskaft Denne delen av prosjektet omhandlet bruk av brannspjeld i ventilasjonskanaler i utstyrsskaft. Et viktig spørsmål som ble reist i prosjektet, var hvilke konsekvenser aktivering av brannspjeld vil ha i en brannsituasjon ved forskjellige systemløsninger for mekanisk ventilasjon. Vurderingene bygger på resultater fra simuleringer med beregningsprogrammet ”IDA” (ITM, 1991). Resultatene viser hvordan varmeproduksjonen fra en brann på grunn av en oljelekkasje påvirker sentrale parametre som trykk, temperatur og massestrøm. Beregningene og simuleringene som ble utført, tok utgangspunkt i anleggsutformingen på Gullfaks C-plattformen. Eventuelle avvik fra denne anleggsutformingen må derfor tas hensyn til dersom konklusjonene i rapporten benyttes til generelle vurderinger. For de valgte systemløsninger ble det gjennomført simuleringer med følgende fire driftsformer: 1) brannspjeld i både tillufts- og avtrekkskanal utløser, 2) bare brannspjeld i tilluftskanal utløser, 3) ingen spjeld utløser, og 4) spjeld i tilluftskanal utløser på grunn av feilfunksjon. Hovedkonklu-sjonene fra denne delen av prosjektet er oppsummert under, samt i form av et hendelses-/ konse-kvensdiagram vist i Figur 22 på neste side. Beregningene forutsetter en oljebrann/-væskedamsbrann på grunn av en lekkasje. Forutsetninger med hensyn til brannarealets størrelse, maksimal varmeeffekt og tidsforløp har imidlertid ikke vært utslagsgivende for konklusjonene fra prosjektet. 6.1.5 Hovedkonklusjoner Del II – Utstyrskaft

Hovedkonklusjonene fra prosjektet er vist i Tabell 18 under. Tabell 18: Hovedkonklusjoner fra prosjektet “Aktiv og passiv brannsikring relatert til brann-

spjeld Del II – Utstyrskaft”

Simuleringene viser at dkonsekvenser med hensyntrappesjakter og nødsjakfor røykspredning til tilgrtrappesjakter og nødsjaavtrekks- og tilluftsspjeld

Med eksisterende layout trykkforholdene på en svanskeliggjøres. Dette ksystemet.

En systemløsning hvor spjeldutløsning i bransjakter/nødsjakter kan mskje via disse. Alternativrende systemløsninger.

Andre alternativer, slik svil også kunne eliminere emen slike løsninger ble ikk

HOVEDKONKLUSJONER

e fire valgte systemløsninger (driftsform 1–4 over) får til trykk og temperatur, som vanskeliggjør evakuering via ter. Brann vil medføre betydelig overtrykk, og det er fare ensende områder via lekkasjeåpninger, eller eventuelt via

kter. Trykkøkningen blir størst ved stengning av både . (Gullfaks C, 1993) kan en tilfeldig funksjonssvikt påvirke lik måte, at evakuering via trappesjakt eller nødsjakt an for eksempel skje ved at spjeld stenges i tillufts-

tilluft ledes via by-pass til hovedavtrekkskanal ved nområdet, kan opprettholde trykkbildet. Trappe-ed denne løsningen trykkavlastes, slik at evakuering kan

et representerer også en forenkling i forhold til eksiste-

om sluseløsninger for alle trappeutganger og nødutganger, ffekten av trykkoppbygging i et område i tilfelle brann, e spesielt vurdert i prosjektet.

60

Figur 22: Hovedkonklusjonene fra prosjektet “Aktiv og passiv brannsikring relatert til

brannspjeld Del II – Utstyrskaft” vist i et hendelses-/konsekvensdiagram.

6.2 Behov for brannspjeld

6.2.1 Bakgrunn I siste halvdel av 1990-årene ble det vanlig å bygge offshore-moduler, hvor veggene hadde helsveiste skjøter. Dette resulterte i ekstremt tette rom, med luftutveksling bare via ventilasjons-kanalene. Dersom det skulle oppstå brann i slike rom, ble det reist spørsmål om røyken fra brannen kunne spre seg til andre rom via ventilasjonskanalene på grunn av uvanlig høye trykk-økninger i brannrommet og tilhørende ventilasjonskanaler. Ved brann i rom vil røyken fra brannen påvirkes av mange drivkrefter. Disse kan virke både i samme retning og i motsatt retning av hverandre. Eksempler på slike drivkrefter er:

Oppdriften på grunn av forskjeller i tettheten til røyken og omgivelsene, som igjen skyldes forskjeller i temperatur til brannrøyk i forhold til omgivelsene.

Skorsteinseffekten på grunn av forskjell i lufttettheten inne og ute (viktig i høye bygninger) Vindkrefter Ventilasjonsanlegget Trykkøkning på grunn av forhindret termisk ekspansjon

I vanlige hus, som i større eller mindre grad er utette, vil den sistnevnte drivkraften, forhindret termisk ekspansjon av røykgassene, som regel være neglisjerbar. Trykkøkningen på grunn av for-hindret termisk ekspansjon øker imidlertid dramatisk jo tettere brannrommet er.

61

6.2.2 Problemstilling Det er altså en fare for at det kan oppstå røykspredning via ventilasjonskanalene ved brann i ekstremt tette moduler. Slik røykspredning vil i første rekke skje via tilluftskanalene. Dette fordi avtrekkskanalene uansett vil dra røyken ut til det fri, bortsett fra ved ekstremt store trykkøkninger i brannrommet. I slike situasjoner kan røyken spre seg motstrøms i avtrekkskanalene, og inn i andre rom som er knyttet til samme avtrekkssystem som brannrommet. Dersom røyken i tillegg har høy temperatur, kan røykspredningen også medføre brannspredning. Dette kan skje ved at røykgassene antenner brennbare materialer som røyken kommer i direkte kontakt med, når røyken lekker inn i naborommet via ventilasjonsåpningene. Det oppstår en såkalt spontanantennelse av brennbart materiale. Det vil si at antennelsen av materialene skjer uten noen form for ild, men bare på grunn av temperatureksponeringen fra de varme røykgassene. Røyken må i slike tilfeller ha en temperatur som er lik eller høyere enn spontanantennelsestemperaturen (engelsk: ”autoignition temperature”) for materialet.

6.2.3 Kriterier for røyk- og brannspredning via ventilasjonsanlegget A. Røykspredning: For at røyken skal spre seg motstrøms i tilluftskanalene, som er knyttet til samme ventilasjons-anlegg, må trykkøkning på grunn av forhindret termisk ekspansjon overstige tilluftrykket i ventilasjonsåpningene. Tilluftstrykket er vanligvis i størrelsesorden 50 Pa. Det ble derfor etablert et kriterium for nødvendig trykkøkning i brannrommet på 70 Pa for å kunne forårsake nevneverdig trykkøkning på grunn av forhindret termisk ekspansjon av røykgassene. 70 Pa er en trykkøkning som ble antatt å være mer enn tilstrekkelig til å overkomme ventilasjonstrykket i tilluftskanalene. For røykspredning via avtrekkskanalene, er det ifølge Jensen (Jensen, 1993) nødvendig med en betydelig større trykkøkning, det vil si i størrelsesorden 500-1000 Pa. B. Brannspredning: For at røyken skal greie å antenne lett brennbare materialer i naborommet, ble det etablert en forutsetning at temperaturen i brannrommet måtte opp i ca 500 °C i brannrommet. Dette kriteriet forutsetter at det skjer en avkjøling av røykgassene i ventilasjonskanalene på mellom 50-200 °C, og at røykgasser med temperatur på 300-450 °C er tilstrekkelig til å antenne brennbare materialer i naborom tilknyttet samme ventilasjonssystem. Avkjølingen av røykgassene i kanalene er imidlertid sterkt avhengig av kanalenes lengde og av graden av isolering av kanalene. Dersom ett av kriteriene A og B ble oppfylt, er det behov for brannspjeld i ventilasjonskanalene, fortrinnsvis i tilluftskanalene.

6.2.4 Beregningsmodell For å kunne avgjøre om det var nødvendig med brannspjeld rom i med helsveiste skjøter, ble det behov for å utvikle en beregningsmodell for beregning av røykgasstemperaturen og trykk-økningen på grunn av forhindret termisk ekspansjon i brannrommet. Dette måtte primært bestemmes som funksjon av tiden fra brannstart, rommets totale lekkasjeareal (arealet av tilluft- og avtrekksåpninger) og romvolum. Røykgasstemperaturen i rommet er igjen avhengig av blant annet varmetapstallet til vegger, tak og gulv i brannrommet, ventilasjonen, brannbelastningen (i MJ/m2 golvflate) og brannspredningshastigheten.

62

Til bestemmelse av røykgasstemperaturen i brannrommet ble det brukt en ferdig utviklet modell av Peterson (Peterson 1991). Denne modellen beregner relativt grovt temperaturen i brannrommet som funksjon av brannbelastningen i rommet (i MJ pr m2 omhylningsflate) og størrelsen på ventilasjonsåpningene i rommet. I denne metoden antas det at brannhastigheten, og dermed varmeutviklingen Q i rommet, ville være proporsjonal med tiden t i andre potens (Q ~ α·t2). En verdi som tilsvarte langsom brannvekst ble valgt for konstanten α. Dette fordi de aktuelle rommene hadde forholdsvis lite innhold av brennbare materialer, og det som fantes av brennbare materialer, var hovedsakelig i form av brannhemmete kabler. Denne verdien for konstanten α vil trolig gi konservative beregningsresultater. Det må understrekes at den etablerte modellen ikke nødvendigvis beregner virkelig trykk- og temperaturøkning i brannrommet, men den trykk- og temperaturøkning som man i verste fall vil kunne oppnå. Beregningsmodellen tar for eksempel ikke hensyn til at dersom trykket i brannrommet øker, forhindres dette også lufttilførselen til brannrommet. Dette vil medføre at brannhastigheten og branntemperaturen vil avta. Dette vil igjen føre til lavere trykkøkning og til at lufttilførselen til rommet igjen blir bedre. Brannen vil i virkeligheten sannsynligvis oppnå en pulserende oppførsel, med en lavere trykk- og temperaturøkning enn det beregningsmodellen tilsier.

6.2.5 Gjennomførte prosjekter med beregningsmodellen Norges branntekniske laboratorium as har gjennomført til sammen syv beregningsanalyser hvor den ovennevnte beregningsmodellen ble benyttet. Bare en av analysene er vist i Tabell 19, ettersom de andre analysene er fortrolige rapporter. I hver analyse ble 10-30 rom behandlet. Hensikten med disse beregningene var å bestemme behovet for brannspjeld i ventilasjonsgjennomføringer i brannskiller. Dette ble gjort på grunnlag av beregninger av branntemperatur og trykkøkning i brannrommet på grunn av forhindret termisk ekspansjon, og kriteriene definert i avsnitt 6.2.3. Disse beregningene viste at den maksimale trykkøkningen ved ekspansjon av branngassene via både tilluft- og avtrekkskanal kunne i verste fall komme over 1000 Pa, med en temperatur i brannrommet på over 1000 °C.

Tabell 19: Eksempel på prosjekt der NBL har utført beregninger med hensyn til behovet for ventilasjonsspjeld i ventilasjonskanaler på offshoreplattformer i perioden 1996-2001 (alle andre rapporter vedrørende behovet for brannspjeld er fortrolige rapporter).

Rapportnummer Rapportnavn Referanse

STF22 A98831 En vurdering av behovet for brannspjeld i ventilasjonskanaler som passerer brannskiller i 17 rom på Troll C-plattformen (Stensaas, 1998)

6.2.6 Beregningseksempel I et av prosjektene i listen over ble det for eksempel beregnet temperatur og trykkutvikling i ved brann i frekvensomformerrommet på en plattform. Inngangsverdiene til beregningene er vist i Tabell 20.

63

Tabell 20: Inngangsverdiene til beregning av temperatur og trykkøkning i frekvensomformer-

rommet på en plattform. Inngangsparameter Inngangsverdi Enhet

Dimensjoner på rommet (lengde x bredde x høyde): 13,3 x 4,24 x 4 m

Innvendig areal av rommet: 253 m2

Egenskaper til veggene (effektive verdier eller gjennomsnittsverdier):

Tetthet:

Spesifikk varmekapasitet:

Innvendig varmeoverføringskoeffisient:

Termisk ledningsevne/konduktivitet:

895

775

360

0,04

kg/m3

J/kgK

W/m2K

W/mK

Andel av innvendig areal som var uisolert: 0 %

Ventilasjonsmengde: 0,42 m3/s

Effektiv diameter på tilluft- og avtrekkskanal: 315 mm

Masse av brennbare materialer (kabler): 5 973 kg

Figur 23 viser den gjennomsnittlige røykgasstemperaturen (blå kurve) i brannrommet og trykkøkningen i rommet på grunn av forhindret termisk ekspansjon for henholdsvis trykkavlastning bare via avtrekkskanalen (”1 opening”: rød kurve), og via både avtrekks- og til-luftskanalen (”2 openings”: sort kurve).

Dersom trykkøkningen oversteg 70 bar med trykkavlastning bare via avtrekkskanalen, noe som i høy grad er tilfelle i dette rommet, vil man oppnå trykkavlastning både via avtrekks- og tilluftskanal. Dermed sank trykkøkningen med en fjerdedel, det vil si fra ca 1700 Pa til ca 430 Pa, noe som fortsatt var mer enn tilstrekkelig for å oppnå røykspredning til andre rom via tilluftsystemet. Trykkøkningen er imidlertid ikke stor nok til at det oppstår røykspredning via avtrekksystemet.

6.2.7 Hovedkonklusjoner med hensyn til behovet for brannspjeld i ventilasjonskanaler

Tabell 21 viser hovedkonklusjonene når det gjelder behovet for brannspjeld i ventilasjonskanaler i helsveiste moduler.

64

0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 10

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

Tim e f rom s tart of the f ire (hrs )

Gas

Tem

pera

ture

(°C

)

Pres

sure

incr

ease

(Pa)

Pressure increase, 1 opening

Pressure increase, 2 openings

Gas temperature

Sm ok e ga s tem pera tures a nd resul ting pressure increa se due totherm a l expa nsion in ca se of a fi re in C11-02 Frequency Conver ter

Figur 23: Blå kurve viser temperaturen som funksjon av tiden fra antennelse av brannen i brann-

rommet. Rød og sort kurve viser trykkøkningen i rommet på grunn av forhindret ter-misk ekspansjon for henholdsvis når det bare er trykkavlastning via avtrekkskanalen (”1 opening”), og via både avtrekks- og tilluftskanalen (”2 openings”).

Tabell 21: Hovedkonklusjoner med hensyn til behovet for brannspjeld i ventilasjonskanaler.

Rom med vegger av heilsvekan det oppstå høye trbranngassene.

Det er blitt utviklet en bersom man i verste fall kantermisk ekspansjon.

Beregningsmodellen overehensyn til at trykkøkningeman i virkeligheten oppnårenn i beregningene.

Generelt kan man si at tryomvendt proporsjonal medlekkasjearealet til det halv

Beregningsmodellen anvendkomme opp i over 1000 Pa,

HOVEDKONKLUSJONER

iste skjøter kan bli ekstremt tette. Ved brann i slike rom ykk på grunn av forhindret termisk ekspansjon av

egningsmodell som beregner trykk- og temperaturøkning forvente oppstår i tette rom, på grunn av forhindret

stimerer trykkøkningen på grunn av at den ikke tar n hindrer lufttilførselen til rommet. Dette medfører at lavere brannhastighet, branntemperatur og trykkøkning

kkøkningen på grunn av forhindret termisk ekspansjon er lekkasjearealet til rommet i andre potens. Reduseres e, vil trykkøkningen altså bli fire ganger større. t i prosjekter har vist at trykkøkningen kan i verste fall ved branntemperaturer på godt over 1000 °C.

65

7 MATERIALBRUK

7.1 Generelt Branntesting av møbler og tekstiler blir fremdeles gjennomført på grunnlag av temmelig enkle tester. Eksempler på slike tester er tester som benytter vanlige tennkilder, slik som sigaretter, fyrstikker og lignende, og hvor resultatene fra prøvningen er basert på visuelle observasjoner. Dette er i tillegg tennkilder som er relativt ”snille” tennkilder, og som uansett ikke er aktuelle i forbindelse med offshore-konstruksjoner. Det er i de senere år blitt utviklet mer avanserte prøvningsmetoder, for eksempel for tekstiler og stolputer. I disse prøvningene gjøres det nøyaktige målinger av totalt avgitt masse (g) og varme (MJ), maksimal og gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt (MW), avgitt røykmengde og avgivelsen av giftige gasser. NBL gjennomførte i 1992 et prosjekt ”Brannutprøvning av lugarinnredning” for Sjøforsvarets Forsyningskommando (SFK) (A.S. Hansen, 1992-1 og 2). I prosjektet ble det utført brannteknisk prøving av:

a) Sammensetninger av materialer til stolputer b) Tekstiler til gardiner.

Prøving av stolputer ble prøvet etter ”NordTest Method NT Fire 032” (brannteknisk prøving i ”møbelkalorimeteret”), mens tekstiler ble prøvet etter en metode beskrevet i ”NordTest Method NT Fire 043” (brannteknisk prøving av tekstiler til fritt hengende gardiner og forheng).

Ved rangering av materialene ble det lagt størst vekt på varmeavgivelsen. Ved valg av materialer til innredning må røykproduksjonen også vurderes. Røykproduksjonen varierte noe mellom de ulike produktene. Produksjonen av giftige gasser var imidlertid relativt beskjeden for alle produktene.

7.2 Prøving av stolputer etter NT FIRE 032 – ”Møbelkalorimeteret”

7.2.1 Beskrivelse av prøvingsutrustningen Prøvingsutrustningen er vist i Figur 24. Prøvingsobjektet ble plassert under en avtrekkshette, slik at røyk og gasser som dannes under forbrenningen blir samlet opp ved hjelp av en avtrekkshette og ledet videre til det fri via et avtrekksrør. I dette avtrekksrøret blir det utført gassanalyser, samt målinger av røykens optiske tetthet og temperatur. Disse målingene danner grunnlaget for bereg-ning av prøvingsobjektets varmeavgivelse, avgitt røykmengde og konsentrasjoner av oksygen (O2), karbondioksid (CO2), karbonmonoksid (CO, kullos) og blåsyre (HCN) i luftstrømmen. I tillegg blir objektets massetap som funksjon av tiden registrert (NT Fire 032, 1987). Prøvingsobjektet antennes ved hjelp av en standard tennkilde, som regnes for å være relativt kraftig ved prøving av møbler. Loggingen av måleresultatene starter idet krybben antennes, og prøvingen varer helt til flammene slokker av seg selv. I løpet av prøvingen blir antennelse av prøvingsobjektet notert. Videre noteres det når prøvingsobjektet begynner å smelte, når det begynner å dryppe smeltet materiale, og når det tar fyr i dammen av smeltet masse under objektet. Flammefrontens posisjon observeres også, og det gis en generell beskrivelse av brannforløpet. Alle hendelser av interesse blir også notert.

66

Figur 24: Oppsettet i prøvingsutrustingen etter NT Fire 032. Resultater fra prøvingen som rapporteres, er følgende: Totalt massetap (g), total avgitt varme (MJ), varmeeffekt som funksjon av tid (kW), maksimal og gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt (kW), effektiv forbrenningsvarme (MJ/kg), røykutvikling som funksjon av tid (m2/s), prøvings-objektets masse som funksjon av tid (g) og produksjon av CO, CO2 og HCN som funksjon av tid (g/s), samt foto/video og beskrivelse av brannforløpet. Hensikten med prøvingsserien var å sammenligne ulike produktkombinasjoner, for å finne ut hvilke putesammensetninger som var best brannteknisk sett. Stolputene bestod av en pute med fyllmateriale som ble trukket med møbelstoff. Enkelte av putene hadde et stofflag mellom fyllmaterialet og møbeltrekket. Dette stofflaget skulle danne en beskyttende brannbarriere mellom trekk og fyllstoff.

7.2.2 Kriterier for sammenligning av resultater og rangering av produktene Flere branntekniske egenskaper ved tekstilene ble undersøkt i prøvingsserien, og resultatene dannet grunnlaget for en rangering av produktene i henhold til optimal brannsikkerhet. Tid til antennelse er en viktig parameter. Den sier noe om hvor raskt stolputene vil bidra til å spre en brann i en lugar. Antennelse av stoppete møbler ved eksponering av flammer avhenger hoved-saklig av egenskapene til overflaten som utsettes for flammene (Babrauskas V., Krasny J. 1985). Det må også vurderes hvor raskt brannen sprer seg i putene etter antennelse. I forsøksserien ble det brukt samme kvalitet av møbelstoffet i alle prøvingene. I noen av prøvingene ble det benyttet møbelstoff behandlet med et flammehemmende middel, men dette virket ikke å ha hatt noen vesentlig effekt på resultatene. Resultatene for tid til antennelse viser at det ikke er samsvar mellom tiden det tar til antennelse av putetrekket og hvordan brannen utviklet seg etter antennelse. Tid til antennelse avhenger av en rekke faktorer, slik som temperatur, trekkforhold, tennkilde og egenskaper til overflaten som antennes. Små ulikheter i forsøksbetingelsene kan gi relativt store utslag og forskjeller i tiden til antennelse. Denne tiden ble registrert visuelt, noe som innebærer en viss unøyaktighet i angivelsen av denne parameteren. Det ble derfor ikke lagt stor vekt på tiden til antennelse i de branntekniske vurderingene av stolputene.

67

En annen viktig egenskap er hvor mye varme stolputene avgir i brannen, og dermed hvor mye putene er med på å underholde brannen i lugaren. Produksjon av røyk representerer en sikkerhets-risiko ved at redusert sikt kan forhindre rømning fra brannen. Giftige gasser i røyken kan i tillegg utgjøre en helsemessig risiko. Røykproduksjonen var beskjeden for to av de testete stolene, mens fire andre stoler ga vesentlig røykproduksjon. Produksjonen av de giftige gassene CO og HCN var imidlertid beskjeden for alle produktene. Etter vurdering av resultatene ble putesammen-setningene inndelt i to grupper, som vist i tabellen under. Tabell 22: Kriterier for inndeling av putesammensetningene i to grupper.

Gruppe I: Gruppe II: Maksimal avgitt varmeeffekt < 20 kW Maksimal avgitt varmeeffekt > 20 kW Gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt < 5 kW Gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt > 5 kW Total avgitt varme < 5 MJ Total avgitt varme > 5 MJ

7.2.3 Vurdering av prøvingsresultatene Verdiene baserte seg på resultater fra én enkelt prøving. Datagrunnlaget for vurdering av putene ble dermed svært lite. Verdiene hadde dessuten en målenøyaktighet innenfor ± 10 %. En brann-teknisk vurdering og rangering av de ulike putesammensetningene måtte derfor basere seg på tydelige forskjeller i størrelsesorden på de ulike målte og beregnete størrelsene. Det presiseres at resultatene fra prøvingene er gyldige for brann i stolputer bare i den utformingen som ble prøvet, og under gode ventilasjonsforhold.

7.2.4 Definisjon av grupper for inndeling av stolputer Det var ingen krav til røykproduksjon, noe som må vurderes ved valg av materialer til stoler som skal brukes ombord på nye fartøyer til forsvaret. På grunnlag av denne forsøksserien kan man generelt si at det var de stolputene som avga mest varme, som også produserte mest røyk. -Inndeling av prøvingsresultatene kan deles inn i to kategorier: gode resultater og mindre gode resultater. Kriteriene for inndelingen ble ikke relatert til hvilken varmelast overflater i nærheten av objektet (andre møbler, gardiner, belegg på vegger og gulv) tåler før de antennes. Dette bør under-søkes separat, helst gjennom storskalaprøvinger, eller ved hjelp av relevante småskalametoder. Putesammensetningene som ble prøvet, ble vurdert og rangert etter kriteriene definert under avsnitt 7.2.2. Prøving av stol med putemateriale av polyuretan og putetrekk, ga resultater som var tydelig dårligere enn resultatene fra andre stoler. Denne stolen hadde tilnærmet samme sammensetning av materialer. Stolens utforming kan ha vært en medvirkende årsak til disse resultatene, ettersom kurveformer i stoppete møbler viser seg å føre til akselerert flammespredning, i de tilfeller hvor brannen domineres av større flammer (Babrauskas V., Krasny J. 1985). En annen viktig forskjell var at stolen også var godt brukt. Aldring kan ha endret de branntekniske egenskapene, både til trekk og putemateriale. Man kan heller ikke utelukke at trekket til denne stolen ikke var nøyaktig det samme som dagens kvalitet.

68

7.3 NT FIRE 043 - Prøving av tekstiler til fritt hengende gardiner og forheng

7.3.1 Beskrivelse av prøvingsutrustningen Figur 25 viser prøvingsutrustningen for denne testmetoden (NT Fire 043, 1989).

Figur 25: Prøvingsutrustningen benyttet i prøving etter NT Fire 043.

Oppsettet ved prøvingen består av en vegg der gardinstang med tekstilprøven er festet, samt to sidevegger for å skjerme mot trekk. Prøvingsriggen blir plassert under en avtrekkshette, slik at all røyk og alle gasser utviklet under forbrenningen, blir samlet opp og ledet gjennom et avtrekksrør. I dette avtrekksrøret blir det gjort gassanalyser av O2, CO2, CO og HCN, samt målinger av røykens optiske tetthet og temperatur. Alle disse måleresultatene danner grunnlaget for beregning av prøvingsobjektets varmeavgivelse, avgitt røykmengde og andelene av giftige røykgasser. Prøvingsobjektet veies før prøvingen, og prøvingsobjektet antennes ved hjelp av en propanbrenner med en effekt på 100 kW. Brenneren slokkes ikke før prøvingen er slutt, det vil si etter 5 minutter. Propanbrenneren plasseres rett under prøvingsobjektet 300 mm fra en av sidekantene av gardinen (se Figur 25). De samme målingene ble gjort i denne testen som i møbelkalorimeteret. I løpet av prøvingen noteres følgende:

Når prøvingsobjektet antennes Når flammer når opp til enden av prøvingsobjektet Når hele øvre ende brenner Når hele gardinen faller ned og om den brenner eller ikke, idet den faller ned. Det observeres også hvor mye og hvilken type biter eller dråper som faller av prøvings-

objektet under prøvingen, og om disse er brennende eller ikke. Maksimal flammehøyde fra brennende material på gulvet blir notert. En generell beskrivelse av brannforløpet Når brenneren slokkes. Andre hendelser av interesse noteres også.

69

7.3.2 Viktige branntekniske egenskaper Flere branntekniske egenskaper ved tekstilene ble undersøkt i denne prøvingsserien, og resultatene dannet grunnlaget for en rangering av produktene. Tid til antennelse er en viktig parameter. Den sier noe om hvor raskt tekstilene vil bidra til å spre en brann i en lugar. Det må også vurderes hvor raskt brannen sprer seg i selve tekstilene etter antennelse. En annen viktig egenskap er hvor mye varme tekstilene avgir i brannen, og dermed hvor mye tekstilen er med på å underholde brannen i lugaren. Resultatene fra prøvningene viste at røykproduksjonen var beskjeden for en rekke av tekstilene, mens noen tekstiler ga en vesentlig produksjon av røyk. De tekstilene som var impregnert med flammehemmende midler, ga også mer røyk enn tilsvarende ubehandlete tekstiler. Produksjonen av CO og HCN var også liten for alle produktene.

7.3.3 Vurdering av prøvingsresultatene Resultatene fra prøvingene av tekstiler etter NT Fire 043 er gitt i prosjektrapporten (A.S. Hansen, 1992-2). Det presiseres at resultatene fra prøvingene er gyldige for brann i store gardiner og forheng under gode ventilasjonsforhold. Tekstilene ble ikke vasket før prøving. Det er grunn til å anta at resultatene ville ha blitt annerledes, dersom gardinene hadde vært vasket, både fordi overflaten forandres, og fordi eventuell impregnering eller andre tilsetningsstoffer vaskes ut.

7.3.4 Definisjon av grupper for inndeling av tekstiler Grupperingen gir en grov inndeling av prøvingsresultatene. Kriteriene for inndelingen er ikke relatert til hvilken varmebelastning andre overflater i nærheten av objektet (andre møbler, gar-diner, belegg på vegger og gulv) tåler før de antennes. Dette bør undersøkes separat, helst gjennom storskalaprøvinger eller ved hjelp av relevante småskalametoder. Etter vurdering av resultatene vil tekstilene bli inndelt i grupper som vist i Tabell 23: Tabell 23: Kriterier for inndeling av tekstilene i gruppene A, B og C.

Gruppe A: Gruppe B: Gruppe C: Ingen synlig antennelse Ikke full overtenning. Ikke full overtenning Maksimal avgitt varmeeffekt

mindre enn 50 kW Maksimal avgitt varme-

effekt mindre enn 150 kW Maksimal avgitt varme-

effekt mindre enn 400 kW Gjennomsnittlig avgitt

varmeeffekt mindre enn 5 kW

Gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt mindre enn 20 kW

Gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt mindre enn 100 kW

Total avgitt varme mindre enn 2 MJ

Total avgitt varme mindre enn 10 MJ

Total avgitt varme mindre enn 25 MJ

Tekstilene som er prøvet i dette prosjektet, ble vurdert og rangert etter kriteriene gitt i tabellen over. Tabell 24 viser rapporter som ble utgitt i forbindelse med testing av stolputer og tekstiler. Tabell 24: Rapporter utgitt i prosjektet ”Brannutprøvning av lugarinnredning”. Rapportnummer Rapportnavn Referanse

STF25 F92021 Brannutprøving av lugarinnredning (Hansen, 1992)

STF25 F92022 Brannutprøving av lugarinnredning - Konklusjonsrapport (Hansen-2, 1992)

70

7.4 Hovedkonklusjoner Tabell 25 viser hovedkonklusjoner fra prosjektene i forbindelse med prøvning av stolputer og tekstiler Tabell 25: Hovedkonklusjoner fra prosjektene i forbindelse med prøvning av stolputer og

tekstiler.

HOVEDKONKLUSJONER Generelt: Det ble utført branntekniske prøvinger av 11 tekstiler og 15 stolputekombinasjoner, med

henblikk på å finne materialer med minimal brennbarhet. Prøving av stolputer ble utført etter Nord Test Method NT Fire 032, mens tekstiler til

fritt hengende gardiner og forheng ble prøvet etter Nord Test Method NT Fire 043. Ved rangering av materialene etter branntekniske egenskaper ble det lagt størst vekt på

varmeavgivelsen, både for stolputer og tekstiler. Røykproduks onen varierte noe mellom de ulike produktene. Enkelte avga lite røyk, mens

andre ga et vesentlig mer røyk. Ved valg av materialer til en lugarinnredning må røykproduk-sjonen vurderes. Generelt kan man si at de produkter som avga mest varme, også avga mest røyk.

j

Produksjonen av kullos (CO) og blåsyregass (HCN) var beskjeden for alle produktene. Ettersom resultatene fra prøvingene baserer seg på én eller to prøvinger, må en brann-

teknisk vurdering og rangering av de ulike tekstilene derfor baseres på tydelige forskjeller i størrelsesorden på de ulike målte og beregnete størrelsene. Det presiseres at prøvingene ble gjennomført under gode ventilasjonsforhold.

Stolputene: Antennelse av stoppete møbler ved eksponering av flammer avhenger hovedsakelig av egen-

skapene til overflaten som utsettes for flammene. Putesammensetningene ble inndelt i to grupper: gruppe I og II, avhengig om maksimal avgitt

varmeeffekt var større eller mindre enn 20 kW, gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt var større eller mindre enn 5 kW og total avgitt varme var større eller mindre enn 5 MJ.

Gruppene setter ingen krav til røykproduksjon, noe som også må vurderes ved valg av materialer til stoler.

Tabell 3 i dette kapittelet viser hvilke av de 15 stolputene som havnet i gruppe I og II.

Tekstilene: De 11 testete tekstilene ble inndelt i følgende tre grupper, nemlig gruppe A, B og C,

avhengig av om maksimal avgitt varmeeffekt mindre enn henholdsvis 20, 150 eller 400 kW, gjennomsnittlig avgitt varmeeffekt mindre enn henholdsvis 5, 20 eller 100 kW og total avgitt varme mindre enn henholdsvis 5, 10 og 25 MJ.

Tid til antennelse er en viktig parameter, den sier noe om hvor raskt tekstilene vil bidra til å spre en brann i en lugar. Det må også vurderes hvor raskt brannen sprer seg i selve tekstilene etter antennelse. En annen viktig egenskap er hvor mye varme tekstilen avgir i brannen, og dermed hvor mye tekstilen er med på å underholde brannen i lugaren.

Tekstilene som var impregnert med flammehemmende midler, produserte mer røyk enn tilsvarende ubehandlete tekstiler.

71

8 RØYKTRUSSEL

8.1 Bakgrunn ”Smoke hazard in offshore platform fires” var navnet på et forskningsprogram ved SINTEF i perioden 1986-1989. Utgangspunktet for dette programmet var erkjennelsen av at røyken fra en omfattende brann på en produksjonsplattform vil kunne utgjøre en alvorlig trussel for mann-skapene ved evakuering av plattformen. Røyk fra en brann vil ha følgende effekt på mannskaper som prøver å rømme plattformen:

• Redusert sikt som hindrer mannskapet i å finne veien frem til livbåtstasjonen. • Giftig røyk som medfører at mannskapet udyktiggjøres, slik at de blir ute av stand til å

evakuere. • Varmepåkjenning på grunn av høy temperatur i røykgassene vil kunne hindre mannskapet

i å evakuere plattformen. Målsettingen med forskningsprogrammet var å fremskaffe kunnskap om de ovennevnte uheldige effektene på mennesker i forbindelse med en brann på en plattform i Nordsjøen. Videre manglet det metoder for hvordan produksjonsraten av røyk og røykens uheldige effekter på mennesker (giftige gasser, sot og høy temperatur) kunne bestemmes, avhengig av brannbetingelsene. En tredje, og ikke minst like viktig side, var å øke forståelsen av hvordan røyken transporteres fra brannkilden til plattformens rømningsveier og livbåtstasjoner. Å utvikle verktøy for å bestemme denne røyktransporten , samt bestemmelse av konsentrasjonen av giftige gasser, sot, temperaturen i røyken, varmestrålingen fra flammer og røyk, var også en viktig del av dette prosjektet. Røyktrusselen har følgende tre viktige sider (med henvisning til aktuelle SINTEF-rapporter i parentes (se Tabell 26)):

• Produksjonen av røyk, giftige gasser, sot, temperatur og varmestråling (rapportene STF25 A91006 og STF25 A91007)

• Røykspredning, det vil si bestemmelsen av de ovennevnte parametere, avhengig av stedets plassering i forhold til brannen (rapport STF25 A91007).

• Virkning av røykeksponering på mennesker (rapport STF25 A91022) Tabell 26: Oversikt over rapporter gitt ut i forbindelse med forskningsprogrammet ” Smoke

hazard in offshore platform fires” Rapport nr. Rapportnavn Referanse

STF25 A91007 Smoke hazard in offshore platform fires. (Wighus, R., Meland, Ø., Vembe, B., 1991)

STF25 A91006 Production of soot and toxic gases in enclosed hydrocar-bon pool fires. (Wighus, R., 1991)

STF25 A91022 Toxicity, visibility and heat stresses of fire effluents- human tenability limits. (Stensaas, J.P., 1991)

72

8.2 Produksjonen av røyk, giftige gasser, sot og temperatur

8.2.1 Røyk Hva er røyk? Med røyk fra en brann menes synlig suspensjon av faste eller flytende partikler i gass, forårsaket av forbrenning eller pyrolyse. I forbindelse med hydrokarbonbranner vil røyken som regel være temmelig mørk eller sort. Fargen på røyken fra en brann bestemmes av brenselets evne til å produsere sot. Sot er rester av karbon fra forbrent og uforbrent brensel i dråpeform. For enkelthets skyld betegnes her alle partikler og dråper, som reduserer sikten, for sot. Jo mer sot som produ-seres, jo mørkere blir røyken. Brann i for eksempel metanol forårsaker lite synlig røyk, i motset-ning til brann i råolje. Dette skyldes at branner i metanol har meget lav sotproduksjon. Til tross for at relativt store mengder sot produseres, består røyken likevel hovedsakelig av luft. Det forstår man av det faktum at røykens innhold av luft ved flammespiss for væskebranner regnes å være ca ti ganger det som er nødvendig for støkiometrisk forbrenning (Delatchios, 1986). For støkio-metrisk forbrenning av de fleste oljeprodukter er det nødvendig med ca 15 kg luft per kg brensel. Åpne/innelukkede branner: Når røyken forlater flammen, vil den danne en kraftig røyksøyle eller røykplum, med relativt sterk oppdrift – i hvert fall ved flammespissen. Oppdriften avtar imidlertid gradvis med avstanden fra flammespissen. Dette skyldes at røykens temperatur ved flammespiss eller utkanten av flammen ligger i området 400-600 °C, som regnes for å være den maksimale temperaturen røyken kan ha. Oppdriften avtar fordi røykgassene avkjøles, hovedsakelig som følge av den stadige inn-blandingen av friskluft inn i røykplumen. Inne i lukkede rom, hvor ventilasjonen kan være begrenset, vil ikke mulighetene for luftinntrenging i røykplumen på langt nær være så effektiv som i det fri. Ved slike branner kan det være store områder med både meget høy temperatur og høy konsentrasjon av sot og giftige gasser i røyken. Empiriske korrelasjoner: To omfattende forsøksserier med væskebranner i et rom med dimensjonene (bredde x høyde x lengde) 2,5 m x 2,5 m x 5 m ble gjennomført ved NBL. Den første forsøksserien var med tomt rom, mens i den andre ble det plassert både ett stort objekt og flere små objekter i rommet. I disse forsøksseriene ble produksjonen av røyk, brannhastigheten, konsentrasjonen av sot og gasser i røyken, samt temperaturen i røyken, målt med jevne mellomrom under hele forsøkene. På grunnlag av måledata fra forsøkene ble det utviklet såkalte empiriske korrelasjoner (se avsnitt 9.2) for både røykproduksjonen, produksjonen av sot og enkelte giftige gasser. Tabell 27 viser enkle utrykk for røykproduksjonen, uttrykt ved brannhastigheten mf.

8.2.2 Sot Sotproduksjonen blir vanligvis uttrykt som en andel av brannraten (i g/g eller i %), det vil si andelen av mengden brensel som brenner pr sekund (engelsk: ”soot yield”). Mens vanlige materialer og møbler som brenner, har en sotproduksjon på 1-2 % av brannraten, kan hydrokarbonbrensler ha en sotproduksjon betydelig høyere enn dette. Sotproduksjonen ble studert eksperimentelt i den ovennevnte forsøksserien. I disse forsøkene ble sotproduksjon målt til i området 7 – 10 % (0,07 - 0,10 g/g). For lettere brensler kan man forvente en sotproduksjon ned mot ca 2 %. Dersom det er objekter i rommet, kan sotproduksjonen gå ned. Dette skyldes at slike objekter kan forårsake økt turbulens i rommet, noe som medfører effektiv blanding mellom luft og brensel, og dermed effektiv forbrenning. Ved lave branntemperaturer kan objekter imidlertid også kjøle ned forbrenningsgassene. Dette vil kunne medføre mer sot på grunn av økt grad av ufullstendig forbrenning.

73

8.2.3 Gasser Tabell 27 viser utviklete empiriske korrelasjoner for konsentrasjonen av karbonmonoksid (CO), karbondioksid (CO2) og oksygen (O2). Korrelasjonene er utviklet på grunnlag av forsøksdata fra den forannevnte forsøksserien. Generelt kan man si at korrelasjonene gir relativt konservative estimater med hensyn til konsentrasjonene av CO, CO2 og O2.

Tabell 27: Empiriske korrelasjoner utviklet på grunnlag av en serie med væskebrann av hydro-karbonbrensel i et rom med bredde x høyde x lengde = 2,5 m x 2,5 m x 5 m (gjelder først når stabil brann er inntruffet, og lufttilførselen til forbrenningssonen kommer fra åpningene i rommet).

EMPIRISKE KORRELASJONER

• Røykproduksjon: Ved flammespiss: mtot [kg/s]≈ 150·mf, hvor mf (kg/s) er brannhastigheten

• Sotproduksjon: - Den prosentvise andelen av brannhastigheten ligger på 7 – 10 %, det vil si at det produseres 70-100 g sot pr kg brensel som brenner.

- For lette brensler og god ventilasjon kan sotproduksjonen komme helt ned i ca 2 %. - Ved introduksjon av objekter i rommet, kan sotproduksjonen avta ytterligere på grunn av økt turbulens og mer effektiv forbrenning.

• Karbonmonoksid: - Dersom det er god ventilasjon av rommet (for α* > 50): CCO < 0,1 % - For et luft-/brenselsforhold 3 x støkiometriske: CCO ≈ 0,5 %.

- Ved luft-/brenselsforhold nært støkiometriske (α=15): CCO≈ 2 %. - I tilfelle luftunderskudd (α < 15): CCO ≈ 5 %. - For α ≥ 15 kan man av måledataene utlede følgende generelle korrelasjon for CO-produksjonen i rommet:

CCO [Vol%] = 1,7·(r/α)2,5 • Karbondioksid: - En maksimal CO2-konsentrasjon på 14 % ble målt i røykgassutløpet

under forsøkene. - For α ≥ 15 kan man av måledataene utlede følgende generelle korrelasjon for CO-produksjonen i rommet:

CCO2 [Vol%] = 10,8·(15/ α)0,88, for α ≥ 15. • Oksygen: - Oksygenkonsentrasjonen i røykutløpet varierte med luft/brensels-

forholdet, fra nesten ned mot null ved støkiometriske forhold, til CO2 ≈ 20,9 %, som er O2-konsentrasjonen i ren luft. - For α ≥ 15 kan man av måledataene utlede følgende generelle korrelasjon for O2-konsentrasjonen i rommet:

O2 [Vol%] = 20,8·( (α -15)/ α)0,8, for α ≥ 15.

* α er det aktuelle luft/-brenselsforholdet. α = ma/mf, hvor ma (kg/s) er lufttilførselen

til rommet eller brannen og mf (kg/s) er brannraten (massetapet av væskedamp pr sekund fra den brennende væskedammen). r er luft/brenselsforholdet ved støkiometrisk forbrenning, det vil si r = 15. (Støkiometrisk forbrenning er forbrenning der alt oksygen som tilføres, reagerer fullstendig med brenselet).

74

8.3 Beregning av røykspredningen Viktige spørsmål i forbindelse med denne delen av prosjektet var følgende:

• Kan røyk spre seg nedover, etter å ha strømmet ut fra en åpning? • Kan røyk spre seg mot vindretningen? • Vil røyk kunne trenge inn i et trykksatt boligkvarter? • Hvor raskt vil røyken trenge inn i boligkvarteret, dersom ventilasjonsanlegget blir

avstengt? • Hvilke områder vil bli truet av røyk i spesifiserte brannscenarier? • Hvilke følger får røykeksponeringen for mennesker?

For å gi svar på disse spørsmålene ble den 3-dimensjonale CFD-modellen KAMELEON II1 (Magnussen, 1991) benyttet. Dette programmet beregner hastighets- og temperaturfordelingen tredimensjonalt rundt plattformen, samt konsentrasjonen av sot og giftige gasser. Rapporten ”Smoke hazard in offshore platform fires” (Wighus, R., Meland, Ø., Vembe, B., 1991) gir retningslinjer for vurdering av røyktrusselen ved store oljebranner på petroleumsplattformer. Sammenligninger ble gjort mellom resultatene fra simuleringene og visuelle observasjoner fra Piper Alpha-ulykken på britisk sektor i 1988. Tabell 28 viser en oversikt over parameter-variasjonene i beregningene. Figur 26 viser isotermkart av brann i prosessområde (Case 1 og 2), brann i brønnhodeområde (Case 3) og brann på sjøen under plattformen med vindstille (Case 4) og med 5 m/s vind (Case 5). Isotermkartene viser områder med temperatur, sikt og CO-konsen-trasjon. Tabell 29 viser beregningsresultatene.

Tabell 28: En oversikt over parametervariasjonene i beregningene med dataprogrammet KAMELEON (Magnussen, 1991).

Navn Brannsted Vindretning

(I forhold til plattformens akse i lengderetningen.)

Vindhastighet 10 m over hav-

nivå (m/s) Case 1 Prosessmodul Parallell, rettet mot flammetårnet. 5 Case 2 Prosessmodul 20°, rettet mot flammetårnet. 5 Case 3 Brønnhodeområde Parallell, rettet mot flammetårnet. 5 Case 4 På sjø Ingen vind. 0 Case 5 På sjø Parallell, rettet mot flammetårnet. 5

Tabell 29: En oversikt over beregningsresultatene for Case 1, 4 og 5.

Case 1 Case 4 Case 5

Plassering: Øvre del av boligkvarter og helikopterdekket Boligkvarter Nedre del av bolig-

kvarter

Temperatur (°C) 5 (ikke kritisk) 30 – 100 (kan bli kritisk) 50-100 (kan bli kritisk)

CO-konsentrasjon (ppm) 75 (ikke kritisk) 450 – 1500 (kritisk

innen 20-60 min.) 750-1500 (kritisk innen

20 min.) Sikt (m) 8 m/kritisk 0,6-1,5/kritisk 0,6 /kritisk

1 CFD = Computational Fluid Dynamics

KAMELEON II (Magnussen, 1991) er et generelt dataprogram for bestemmelse av strømning og spredning av gasser og røyk i en kompleks geometri, under innflytelse av varierende vind og tetthetsdifferanser. Selve brannen, slik som beregning av brannhastigheten, ble beregnet ved hjelp av KAMELEON FIRE E-3D (Holen, 1990). Se kapittel om beregningsmetoder for nærmere informasjon om CFD-modeller (kalles også feltmodeller).

75

Figur 26: Brannsimuleringer med KAMELEON II. Bildene viser isotermkart av a) brann i

prosessområde og brann på sjøen under plattformen med b) vindstille og c) 5 m/s vindhastighet. Isotermkartene viser områder med temperatur, sikt og CO-konsentra-sjon, innenfor de angitte intervallene (til høyre).

a) Brann i prosessområdet med 5 m/s vindhastighet (Case 1).

b) Brann på sjøen under plattformen ved vindstille (Case 4).

c) Brann på sjøen under plattformen med 5 m/s vindhastighet (Case 5).

76

Røykinfiltrasjon inn i boligkvarteret Hvis ventilasjonsanlegget stenges i tilfelle brann, og boligkvarteret blir eksponert for røykkonsen-trasjoner som vist i beregningene i Figur 26, vil røyk trenge inn i boligkvarteret fra utsiden. Dette kan medføre kritisk røykeksponering av personer som oppholder seg der. Figur 27 viser beregnede verdier for forholdet mellom innvendig og utvendig dose (konsentrasjon x eksponeringstid) av en giftig gass, for eksempel CO, ved 0,05, 0,1, 0,5, 1 og 3 luftvekslinger pr time.

Figur 27: Beregnede verdier for relativ dose av røyk på innsiden av en bygning (for eksempel

boligkvarteret) som funksjon av luftvekslingstallet på grunn av naturlig ventilasjon etter følgende ligning: Wi/Wo = 1 – [1 – e(η·∆t)]/(η·∆t), hvor Wi og Wo er henholdsvis dosen av gasser inne og utenfor bygningen (ppm·min), η er antall luftvekslinger pr time og ∆t er eksponeringstiden (i timer).

Typisk luftvekslingstall på grunn av infiltrasjonen for vanlige bygninger på land kan settes i området 0,07-3. Et gjennomsnittlig luftvekslingstall lik 0,5 luftvekslinger pr time (oransje kurve) er vanlig for bygninger langs kysten. Dersom man antar en lignende verdi for boligkvarteret og en eksponeringstid på 1 time, med avstengt ventilasjon på grunn av brann på sjøen under plattformen, finner man ved hjelp av Figur 27, at forholdet mellom dosene personer inhalerer på innsiden og utsiden er ca. lik 0,2. Personer i boligkvarteret vil altså i løpet av en time inhalere en dose CO som er 20 % av tilsvarende dose på utsiden av boligkvarteret. Ved hjelp av slike betraktninger fant man at røykinfiltrasjonen vil forårsake redusert sikt inne i boligkvarteret. Videre at kritisk eksponering med hensyn til CO trolig vil skje innen én time etter at brannen på sjøen startet, forutsatt at konstruksjonens tetthet med hensyn til infiltrasjon av røyk opprettholdes (0,5 luftvekslinger pr time). Ved brann i prosessområdet ble det tilsvarende funnet, at dersom ventilasjonssystemet i bolig-kvarteret settes ut av drift, vil mannskapene være beskyttet mot røyken i mer enn to timer. Dette forutsetter imidlertid også at tettheten til veggene (0,5 luftvekslinger pr time) i boligkvarteret opp-rettholdes.

77

8.4 Hvordan virker røykeksponering på mennesker?

8.4.1 Bakgrunn For å kunne avgjøre hva mannskapet på plattformen tåler av røyk, avhengig av graden av røyk-eksponering, var det også behov for å fremskaffe kunnskap om denne siden av røyktrusselen. Derfor var det behov for å etablere tålegrenser eller tålekriterier for varmeeksponering, giftige røykgasser og sikten i brannrøyken. Dette ble gjort ved hjelp av en omfattende litteraturstudie (Stensaas, 1991). Innledningsvis i dette kapittelet ble det nevnt at den trusselen røyken utgjør, kan deles inn i følgende effekter:

a) Redusert sikt b) Eksponering for giftige gasser c) Varmepåkjenning

8.4.2 Redusert sikt Redusert sikt kan både forsinke og hindre rømning fra brannområdet, slik at mannskapet blir eks-ponert for varme og giftige gasser i uforholdsmessig lang tid. Mannskapet kan dermed omkomme som følge av inhalering av giftige gasser eller varmeeksponering, selv om den indirekte årsaken egentlig var røykblokkering. Brannsimuleringene i forrige avsnitt (jf Tabell 29 og Figur 26) viste tydelig at mens eksponeringen for varme og giftige gasser vanligvis skjer i rommet der brannen startet, kan mannskapet eksponeres for røyk med sterkt redusert sikt på steder som ligger relativt langt fra brannstedet. Simuleringene viste også at redusert sikt er den siden ved røykekspo-neringen som først ble kritisk. Når sikten er redusert til 1 og 1,5 m i røyken tilsvarte en tempera-turstigning i røyken på bare henholdsvis 50 og 30 °C. Hvor god sikten må være for at mannskapet skal kunne rømme plattformen, er også i høy grad avhengig av hvor kjent mannskapet er med hensyn til plattformens rømningsveier, samt ekspo-neringstiden for brannrøyken. På petroleumsplattformer kan det forventes at mannskapet er rela-tivt godt kjent, når det gjelder rømningsveiene, og rømningstiden er relativt kort på grunn av korte avstander til livbåtstasjonene. Videre kan man slå fast at mannskapet er i relativt god fysisk form. Det er vanlig i evakueringsanalyser i forbindelse med plattformer å sette en laveste grense for sikten i rømningsveiene til 10 m.

8.4.3 Giftige gasser Inhalering av giftige gasser er som regel den direkte årsaken til at mennesker omkommer i branner. Det er relativt sjeldent at mennesker omkommer som følge av varmeeksponering. Det er to hovedgrupper av giftige gasser: Ved branner kan det utvikles over 100 forskjellige kjemiske forbindelser, hvor de fleste er mer eller mindre skadelige for mennesker. Giftige gasser deles vanligvis inn i følgende to grupper:

Narkotiske gasser Irriterende gasser

Narkotiske gasser er gasser som medfører at mennesker blir sløvet ned og taper bevissthet, for til slutt å oppleve en sterkt kvelende effekt. Irriterende gasser virker i første rekke irriterende på øyne og i de øvre luftveier. Den irriterende effekten vil ofte bli så sterk at mennesker kan bli ute

78

av stand til å rømme. Personer som er blitt reddet ut av en brann i levende tilstand, kan likevel senere omkomme på grunn av at de har inhalert slike gasser – de opplever en såkalt forsinket død. De omkommer primært som følge av alvorlig skade på lungene. Grovt sett kan man si at mens narkotiske gasser virker over tid, så vil effekten av irriterende gasser være øyeblikkelig. Følgende gasser regnes blant narkotiske gasser:

Karbonmonoksid (CO) Hydrogencyanid (HCN) Karbondioksid (CO2) Redusert oksygeninnhold/mangel på oksygen (O2)

Av de fire ovennevnte gassene regnes egentlig CO2 og redusert O2 ikke som giftige gasser. Bare ved høye CO2-konsentrasjoner og lave konsentrasjoner av O2 vil disse gassene alene kunne med-føre en kritisk effekt på mennesker. Røyken fra branner vil alltid inneholde CO2, CO og redusert O2-konsentrasjon. Dette fordi de fleste brennbare materialer består hovedsakelig av karbon, i tillegg til hydrogen (tre, plast, papir, tekstiler, petroleumsprodukter etc.).

Karbonmonoksid (CO): Selv om CO ikke er den giftigste gassen i brannrøyk, regnes den nesten alltid som den klart viktigste giftgassen i brannrøyken. Dette skyldes at konsentrasjonen av CO som regel er mye høyere enn konsentrasjonen av alle andre aktuelle giftige gasser. Dette har sin årsak i at de aller fleste brennbare materialene, som nevnt foran, består stort sett av karbon. CO dannes i alle branner, men produksjonen blir størst i branner hvor lufttilførselen er begrenset. Mennesker som inhalerer tilstrekkelige doser CO blir kvalt. Dette skyldes at blodet mister evnen til å transportere oksygenet i kroppen, fordi CO har mye større evne til å binde seg til hemo-globinet i blodet enn O2. Tabell 30 viser fysiologiske effekter på mennesker som eksponeres for forskjellige konsentrasjoner av CO.

Tabell 30: Fysiologiske effekter på mennesker som eksponeres for forskjellige konsentrasjoner av CO.

CO-konsentrasjon (ppm23)

Fysiologisk effekt på mennesker

1500 (0,15 %) Hodepine etter 15 min., personer vil kollapse etter 30 min., og dø etter én time

2000 Hodepine etter 10 min., personer vil kollapse etter 20 min., og dø etter 45 min.

3000 Maksimal tid for ”trygg” eksponering er 5 min., fare for kollaps etter 10 min.

6000 Hodepine og svimmelhet eter 1-2 min., fare for at personer vil dø innen 10-15 min.

12800 Øyeblikkelig effekt, bevisstløshet etter 2-3 åndedrag, fare for at personer vil dø innen 1-3 min.

23 ppm = parts per million. 10 000 ppm = 1 %

79

Hydrogencyanid (HCN): HCN regnes å være 20-30 ganger giftigere enn CO. Det vil si det er nødvendig med en konsen-trasjon som er fra 1/30-1/20 av konsentrasjonen til CO for å oppnå samme effekt på mennesker (for eksempel udyktiggjøring eller død). HCN binder seg ikke nevneverdig til hemoglobinet i blo-det, men binder seg til enzymene i cellene i kroppen. Resultatet blir at cellenes evne til å nyttegjøre seg oksygenet i stoffskiftet blir hemmet. Tabell 31 viser fysiologiske effekter på mennesker som eksponeres for forskjellige konsentrasjoner av HCN.

Tabell 31: Fysiologiske effekter på mennesker som eksponeres for forskjellige konsentrasjoner av HCN.

HCN-konsentrasjon (ppm)

Fysiologisk effekt på mennesker

0,2-5,1 Nedre grense for lukt.

18-36 Små symptomer (hodepine) etter flere timers eksponering.

45-54 Kan tolereres i 0,5-1 time.

100 Død etter 1 time.

110-135 Dødelig etter 0,5-1 time.

181 Dødelig etter 10 minutter.

280 Øyeblikkelig dødelig. Karbondioksid (CO2): CO2 er ikke spesielt giftig ved konsentrasjoner som vanligvis eksisterer i branner. Når mennesker eksponeres for moderate konsentrasjoner av CO2, stimuleres pustefrekvensen. Økt pustefrekvens fører til økt inntak av de andre giftgassene, noe som kan bidra til at mennesker oppnår hurtigere kritiske verdier av giftige gasser enn ved normal pustefrekvens. Pustefrekvensen dobles ved 3 % CO2, og den tredobles ved 5 % CO2 i brannrøyken. Ved 5 % CO2 i røykgassene begynner det å bli vanskelig å puste for enkelte, skjønt mennesker har inhalert denne konsentrasjonen opptil en time, uten at det har medført alvorlige ettervirkninger.

Redusert oksygenkonsentrasjon: På grunn av at oksygen forbrukes under brannen ved blant annet dannelsen av CO2 og CO, kan oksygennivået i røyken reduseres godt under konsentrasjonen på ca 21 % O2 i ren luft. Når O2-konsentrasjonen synker ned til 17 % O2, vil menneskenes motorikk stadig bli redusert. I området 10-14 % vil personer fortsatt være ved bevissthet, men de vil foreta feilbedømmelser, og de vil raskt bli utmattet. Ved konsentrasjoner i området 6-10 % vil personer mer eller mindre raskt miste bevisstheten.

Irriterende gasser: I tillegg til de ovennevnte narkotiske gassene kan det, avhengig av materialet som brenner, være mange irriterende gasser i brannrøyken, slik som nitrogenoksid (NOX), ammoniakk (NH3), hydro-genklorid (HCl), svoveldioksid (SO2), hydrogenfluorid (HF), hydrogenbromid (HBr) etc. Disse gassene kan som tidligere nevnt også føre til at mennesker omkommer. Tålegrenser for giftige gasser: Tabell 32 viser tålegrenser for forskjellige giftige gasser Tålegrensene angis her som IC5024- og LC50-verdier. Dette er de konsentrasjonene som man ved hjelp av forsøk med dyr (fortrinnsvis mus eller rotter) har funnet at 50 % av forsøksdyrene ble udyktiggjort eller døde i løpet av en eksponering på 30 minutter. Tilsvarende er ICT50- og LCT50-verdier de dosene (konsentrasjon x 24 ”IC” står for ”Incapacitation Concentration”, “LC” står for “Lethal Concentration” og 50 står for 50 %.

80

eksponeringstid) av gassene som har medført at 50 % av dyrene henholdsvis har blitt udyktiggjort eller har dødd i løpet av en eksponering på 30 minutter. Dersom man vet gjennomsnittskonsentra-sjonen i et røykgasseksponert område over tid, kan man på grunnlag av verdiene i Tabell 32 finne et estimat på hvor lenge personer kan oppholde seg i området, før de blir udyktiggjort og dør. Tabell 32: Angivelse av tålegrenser for forskjellige aktuelle giftige gasser i røyken ved brann.

Giftig gass IC50 (ppm)

LC50 (ppm)

ICT50 (ppm x min.)

LCT50 (ppm x min.)

CO - 3000 35 000 – 45 000 70 000 - 135 000 CO2 100 000 >150 000 (>15 %) - - HCN 150 - 200 135 750 – 2 700 1 500 – 7 500

Redusert O2 - 75 000 - - NH3 - 9 000 - - NOx - 2 500 - - HCl - 3 700 - -

Bestemmelsen av virkningen av giftige gasser på mennesker: Det vil ofte være et behov for å finne ut, slik som blant annet under avsnittet om røykspredning, hvor lenge personer er i stand til å oppholde seg i røyken ved gitte røykkonsentrasjoner. I slike vurderinger har det ofte vært tilstrekkelig å vurdere effekten av bare CO. Dette kan ofte være en god tilnærmelse, som gir en tilstrekkelig grad av nøyaktighet i de fleste situasjoner. Man må imidlertid være oppmerksom på at virkningen av de andre giftige gassene som regel adderer seg til effekten av CO. Det vil si at hvis en person for eksempel eksponeres for røykgasser som inneholder både CO og HCN, og personen har inhalert halvparten av dosene som medfører udyktiggjøring av både CO og HCN, vil effekten være at personen blir udyktiggjort. Vi har allerede vært inne på at inhalering av CO2 øker pustefrekvensen, slik at opptaket av de andre giftige gassene øker tilsvarende effektivt. I tilfelle hydrokarbonbranner på petroleumsplattformer, og til en viss grad branner i bolig-kvarteret, vil det stort sett utvikles neglisjerbare konsentrasjoner av andre giftige gasser enn CO og CO2, samt at det kan oppstå områder med høy grad av oksygenmangel. Dette skyldes at de fleste brennbare materialene offshore (faste materialer, olje og gass) inneholder stort sett bare karbon og hydrogen. I slike situasjoner vil det være tilstrekkelig å vurdere virkningene av CO, CO2 og O2. 8.4.4 Varmepåkjenning Ved branner på petroleumsplattformer vil mannskapet utsettes for følgende to prinsipielt for-skjellige former for varmepåkjenning:

Konvektiv varmepåkjenning: Når mannskapet kommer i direkte kontakt med varme røyk-gasser.

Varmestråling: Når mannskapet oppholder seg en viss avstand fra brannen, uten å komme i kontakt med varme røykgasser eller flammer.

I den førstnevnte situasjonen skjer varmeoverføring både ved konveksjon og ved varmestråling, mens ved den sistnevnte situasjonen skjer varmeoverføringen bare i form av varmestråling. Når mannskapet omhylles av varme røykgasser, og så lenge som temperaturen på røykgassene er under grovt anslått 300-350 °C, vil konveksjonsvarme være den dominerende formen for varme-overføring. Mens varmestrålingen vokser med fjerde potens av temperaturen, vokser konvek-

81

sjonsbidraget tilnærmet proporsjonalt med røykgasstemperaturen. Ved temperaturer over dette vil varmestråling være den dominerende formen for varmepåkjenning på mennesker fra røyk. Tabell 33 gir en antydning av hva mannskapet tåler, dersom de er omgitt av varme røykgasser. Dette må regnes som temmelig lite konservative verdier, etter som Norsk Standard NS3901 gir en øvre grense på 60 °C ved rømning av bygninger (inklusive tunneler). Ettersom effekten av varme-påkjenningen av varme røykgasser i første rekke påvirker åndedrettssystemet, vil ikke påkledning ha så stor betydning for udyktiggjøring av personer. Brannskadene blir imidlertid noe mindre på de deler av huden som har påkledning. Hvor stor varmepåkjenningen er på mennesker avhenger også i stor grad av fuktighetsinnholdet i røykgassene. Dette skyldes at varmeopptaksevnen øker med økende innhold av vanndamp. 100 % vanndamp har ca ti ganger så stor varmeopptaksevne som tørr luft, og vil dermed føles ti ganger varmere. Ved slokking av branner med vann kan konsentrasjonen av vanndamp i brannrøyken for eksempel øke fra 20 til 60 %, og varmeopptaksevnen øker til omtrent det dobbelte. Under forutsetning av at temperaturen i røykgassene er den samme som før slokking, vil røyken føles dobbelt så varm som før slokkingen startet. Dette er forklaringen på at det for brannmenn ofte føles atskillig varmere inne i et brannrom straks etter slokking, selv om temperaturen i rommet er blitt lavere på grunn av slokkingen. ”API RP 521, Guide for pressure relieving and depressuring systems” (API RP521, 2002) angir, som vist i Tabell 34, anbefalte verdier for strålingsnivåer i forbindelse med trykkavlastningssystemer. Tabell 33: Effekten av forskjellige temperaturer på mennesker med vanlig påkledning som er

omgitt av varme røykgasser. Temperatur (°C) Effekten på mennesker

125 Vanskelig å puste. 140 5 minutters toleransetid. 150 Vanskelig å puste, øvre grense for rømning. 160 Rask, uutholdelig smerte på tørr hud. 180 Irreversible skader etter 30 sek.

205 Åndedrettssystemet vil ha en toleransetid på mindre enn 4 min. ved våt hud.

Tabell 34: Anbefalte verdier for strålingsnivåer i forbindelse med trykkavlastningssystemer.

Tillatt varme-

strålingsinten-sitet (kW/m2)

Betingelser

16 Tillatt varmepåkjenning mot konstruksjoner og i områder hvor mennesker ikke skal utføre arbeid og hvor det ikke finnes strålingsavskjerming.

9,5 Tillatt varmestråling i alle områder hvor mannskapet har tilgang, men hvor de kan rømme i ly for varmestrålingen i løpet av få sekunder

6,3 Tillatt varmestråling i alle områder hvor evakuering kan ta opp til 1 min., uten at det er tilgjengelig noen form for strålingsskjerm.

5 Tillatt varmestråling i alle områder hvor evakuering kan ta opp til flere minutter, uten at det er tilgjengelig noen form for strålingsskjerm.

1,6 Tillatt varmestråling i områder hvor mannskapet kan bli eksponert over lengre tid.

82

8.5 Hovedkonklusjoner

• Sikten i plattformens rømmannskapet om bord på en

• Tilsvarende verdier for røfor lave til å skape fare fo

• Mens temperaturen og grommet eller i nærhetensteder langt fra brannkild

• Evnen mannskapet har til åplassering i forhold til brao Brann i prosessområde

Temperatur, sikt ogstasjonene vil ligge g

Verdier for temperafor mannskaper som

Forholdene vil værkonsentrasjon av gif

Dersom ventilasjonsskapene være beskytettheten til veggene

o Brann på sjø under pla Mannskapet ved livb

50 -100 °C. Temperaseg være over kritis

Røykspredning inn ikvarteret. Kritisk eketter at brannen påhensyn til infiltrasjo

Bygningskonstruksjorøyktrusselen for mavekslingstall i boligkv

• Bestemmelsen av strømnisynes å være i god overepetroleumsplattformer, sl

• Giftige gasser deles inn ivirker over tid, vil de irrit

• CO (karbonmonoksid) er dden giftigste, men konsengassene, særlig i underven

• Redusert oksygeninnhold CO2 fører til økt pustefre

HOVEDKONKLUSJONER: ningsveier vil være den faktor som først blir kritisk for

plattform hvor det har oppstått en hydrokarbonbrann. ykens temperatur og konsentrasjoner av giftige gasser er r mannskapene på plattformen.

iftige gasser i første rekke vil være en trussel i brann- av brannkilden, kan redusert sikt hindre evakuering på en. kunne evakuere i røyken, vil være avhengig av mannskapets nnen. Følgende konklusjoner kan trekkes av simuleringene. t: konsentrasjonen av giftige gasser i røyken ved livbåt-odt under kritisk verdi. tur og konsentrasjon av giftige gasser vil derimot raskt nås oppholder seg i prosessområdet. e kritiske med hensyn til temperatur, varmestråling og tige gasser i områder lokalt rundt plattformen. systemet i boligkvarteret settes ut av drift, vil mann-ttet mot røyken i mer enn to timer. Dette forutsetter at (halv luftveksling pr time) i boligkvarteret opprettholdes. ttformen: åtstasjonene vil bli eksponert for temperaturer i området tur, sikt og konsentrasjonen av giftige gasser vil hver for

k verdi. boligkvarteret vil forårsake redusert sikt inne i bolig-sponering med hensyn til CO vil trolig skje innen én time sjøen startet, forutsatt at konstruksjonens tetthet med n av røyk opprettholdes (halv luftveksling pr time). nens tetthet er en meget kritisk faktor ved vurdering av nnskaper som befinner seg i boligkvarteret. Data for luft-arter mangler imidlertid for slike vurderinger. ngsbildet rundt plattformen ved hjelp av KAMELEON II nsstemmelse med observasjoner fra virkelige branner på

ik som for eksempel Piper Alpha-ulykken. narkotiske og irriterende gasser. Mens narkotiske gasser erende gassene ha en øyeblikkelig effekt på mennesker. en klart viktigste giftige gassen i brannrøyk. Den er ikke er trasjonen av CO er vesentlig høyere enn de andre giftige tilerte branner. fører til fysisk utmattelse og nedsatt bevissthetstilstand. kvensen, og dermed til økt inhalering av andre giftgasser.

83

9 BEREGNINGSMETODER

9.1 Generelt om beregningsmetoder Følgende tre hovedtyper beregningsmetoder for bestemmelse av brannutvikling og viktige brann-parametere benyttes i dag:

Empiriske og analytiske beregningsmetoder Sonemodeller (for brann i rom og bygninger) CFD-modeller25 (disse blir også kalt feltmodeller)

I tillegg eksisterer det beregningsmetoder for bestemmelse av hvordan konstruksjoner påvirkes ved branneksponering. Eksempler på effekter som kan bestemmes ved slike beregnings-programmer er:

Temperaturrespons Konstruksjonsrespons

Evakueringsprogrammer utgjør en tredje gruppe i forbindelse med brannberegninger og analyser. Dette er programmer som simulerer bevegelsene til personer i forbindelse med evakuering. Innenfor hver gruppe er det utviklet en rekke programmer som brukes både innenfor forskning og konsulenttjenester i forbindelse med risikovurderinger. I dette kapittelet vil de mest aktuelle pro-grammene innenfor brannutvikling og innenfor påvirkning på konstruksjoner bli beskrevet nærmere.

9.2 Empiriske og analytiske beregningsmetoder

9.2.1 Generelt Denne typen beregningsmetoder ble hyppig anvendt på ’70 og ’80-tallet, da både tilgjengeligheten til brannberegningsprogrammer og datamaskinkapasiteten var nokså begrenset. For en del av disse metodene er en ikke avhengig av datamaskin for å gjennomføre beregningene, en kalkulator er tilstrekkelig. Det er også utviklet dataprogrammer basert utelukkende på slike modeller. De består av matematiske formler, som er utledet på grunnlag av forsøk (empiriske modeller) eller på grunnlag av rene teoribetraktninger (analytiske modeller). Empiriske korrelasjoner Empiriske korrelasjoner er matematiske modeller som er laget på grunnlag av ett eller flere sett med forsøksdata. De kan gi relativt gode svar så lenge det aktuelle tilfellet ligger innenfor forutsetningene for modellene. Slike korrelasjoner gjelder imidlertid bare innenfor et begrenset utvalg av scenarier, strengt tatt egentlig bare de forsøkene korrelasjonene er utviklet på grunnlag av. I praksis er det vanskelig å finne dokumentasjon for ekstrapolasjon eller interpolasjon av resultater fra slike modeller, og dermed er det vanskelig å finne grunnlag for generell anvendelse. Det stilles store krav til at brukeren selv kan vurdere hvor relevant korrelasjonene er i hvert enkelt tilfelle. Empiriske korrelasjoner er lett tilgjengelig i litteraturen innenfor brannområdet.

Nøyaktigheten til slike korrelasjoner avhenger av hvor godt det eksperimentelle grunnlaget repre-senterer den aktuelle situasjonen som skal beregnes. Generelt kan man si at nøyaktigheten er

25 CFD står for Computational Fluid Dynamics (se avsnitt 9.4)

84

nokså begrenset. Slike modeller bør derfor i første rekke benyttes til overslagsberegninger, eller i beregninger hvor det ikke stilles strenge krav til nøyaktigheten av beregningene. Det eksisterer i dag empiriske korrelasjoner for de fleste viktige fenomener ved brann. Eksempler på slike modeller er beregning av flammehøyde for en brann, flammelengden for en jetbrann, helningen til flammen på grunn av vind, røyksjikttemperaturen ved brann i rom, røyksjikthøyden over gulvet, brannhastigheten for en væskedamsbrann osv. En rekke slike empiriske korrelasjoner er samlet og programmert, slik at de til sammen utgjør et eget programsystem for beregning av viktige brannkarakteristika. Programsystemet ”FIREX”, som opprinnelig ble utviklet av NBL i samarbeid med det tyske firmaet INTELLEX GmbH, er et eksempel på et slikt programsystem (Stensaas, Lønvik, 1993). FIREX er beskrevet i avsnittet under.

9.2.2 FIREX 2000 Brannscenarier i FIREX 2000 Den opprinnelige versjonen av programsystemet FIREX er blitt videreutviklet av konsulentfirmaet Scandpower AS i samarbeid med NBL. Denne versjonen av FIREX kan benyttes til bestemmelse av viktige brannparametere for følgende brannscenarier i prosessanlegg offshore eller onshore:

Væskedamsbrann i det fri eller inne i rom Brann på sjø Jetbrann Diffus flammebrann fra åpninger i rom (som følge av gass- eller væskelekkasje) Brannball (fireball/BLEVE)

Videreutvikling av FIREX til en Windows -versjon FIREX ble i løpet av 2004 videreutviklet og forbedret av Scandpower AS til også å kunne benyttes under Windows XP. Den opprinnelige versjonen, FIREX N2.1 (Stensaas, Lønvik, 1993) kunne ikke brukes under Windows, ettersom det var et rent MS-DOS-program Dette var et meny-basert programsystem, hvor input-data kunne spesifiseres i menyer.. En omfattende kunnskapsdatabase er inkludert i FIREX 2000 Det spesielle med denne siste versjonen av FIREX, i tillegg til at den kan kjøres under Windows, er at ”Håndbok for brannberegninger og brannrisikovurderinger” (Scandpower AS, 1992) er integrert i programmet, som et søkbart dokument. Håndboken inneholder en grundig dokument-asjon av det teoretiske grunnlaget for beregningsmetodene, samt det meste av etablert kunnskap vedrørende ovennevnte brannscenarier, beregning av brannparametere, konstruksjonsrespons etc. frem til og med 1992. Håndboken ble opprinnelig ferdigstilt første gang i 1992, som et selvstendig dokument. En ny utgave av håndboken ble klar til utgivelse i 2004, som er koplet til FIREX 2000. Her blir blant annet resultater fra forskning vedrørende vanntåke, sprinkler og deluge, storskalaforsøk med hydrokarbonbranner (væskedamsbrann og jetbranner) i rom og på sjø (jf prosjektet Blast and Fire (Selby og Burgan, 1998), konstruksjonsrespons (USFOS (Amdahl og Eberg, 1992)) etc., utført i løpet av de siste 10-12 årene, også integrert i FIREX. Denne kunnskapen er tilgjengelig som en støtte til beregningsresultatene. Beregningsresultatene kan sammenlignes med resultater fra til-svarende storskalaforsøk utført av NBL, som for eksempel storskalaforsøk med væskedamsbrann i det fri, brann i rom og på sjø, og jetbrann i det fri og i rom, samt forsøk i forbindelse med testing av konstruksjonsrespons etc.

85

Ettersom denne nye versjonen av FIREX ennå ikke er ferdigstilt, viser Figur 28 og Figur 29 eksempler på beregninger med den opprinnelige modellen FIREX N2.1, som ble ferdigstilt i 1993.

Figur 28: Innfallende varmestråling på bakkenivå fra en brennende væskedamsbrann i det fri

som funksjon av avstanden fra senter av væskedammen (Stensaas, Lønvik, 1993).

Figur 29: Risikoområder med hensyn til skader på personer på grunn av varmestråling fra

væskedamsbrannen. Risikoområdene er områder (innenfor sirklene eller ellipsene i figuren over), som angir hvor det vil være fare for brannsår (”blistering”) og 1, 50 og 99 % sjanse for dødelig utfall for personer, på grunn av varmestråling fra væskebrannen. Det røde området i midten er selve brannen eller flammene på bakkenivå. Den elliptiske formen på brannen skyldes en utvidelse av brannen i vindretningen pga en vindpåvirkning fra venstre.

86

9.3 Sonemodeller

9.3.1 Generelt om sonemodeller Sonemodeller brukes i forbindelse med beregning av brann i innelukkede områder. Slike modeller kan anvendes i brannsituasjoner hvor antagelsen om at røyken legger seg som stabil sone under taket, forutsettes å være riktig. Som regel kan dette være en god tilnærmelse for selve brann-rommet, dersom varmeutviklingen ikke er for liten (som for eksempel ved ulmebrann), eller for stor i forhold til rommets volum. Inndeling av rommet i soner Dersom betingelsen foran er oppfylt, kan rommet inndeles i to eller flere soner. Vanligvis deles rommet inn i to soner – én varm sone bestående av røyksjiktet under taket, og én kald sone mellom gulvet og røyksjiktet, bestående av ren luft. Masse- og varmebalanse for røyksjiktet Det settes opp en masse og varmebalanse for røyksjiktet, som løses analytisk eller ved hjelp av numeriske metoder. Masse- og varmestrømmen inn og ut av røyksjiktet bestemmes ved hjelp av analytiske modeller og empiriske korrelasjoner, som er omtalt i avsnittet foran. Dette kan være modeller for varmeutviklingen på grunn av brannen, varmetap ved stråling, konveksjon og ledning, samt massetransport i form av friskluft og varme røykgasser via rommets ventilasjons-åpninger. Masse- og varmebalansen, hvor hvert ledd representeres av empiriske og analytiske modeller, blir løst ved visse tidsintervaller i løpet av brannforløpet. Mange og tildels grove forenklinger gjøres i programmet Eksempler på forenklinger kan for eksempel være at materialegenskapene for vegger, tak og gulv, og eventuelle objekter i rommet, antas å være konstante, det vil si uavhengige av temperaturen. I stedet for å benytte empiriske modeller for brannhastighet og varmeutvikling, angis dette ofte som standardisert ”t2-funksjoner” (varmeutviklingen er proporsjonal med tiden i andre potens), som er typisk for langsom, middels, rask eller ”superrask” brannvekst. Videre inkluderes ikke-lokale effekter som luftstrømmer fra ventilasjonsanlegg, eller eventuelle kaldraseffekter. Det er også vanlig å anta at den nedre sonen består av ren luft med en temperatur lik starttemperaturen under hele brannforløpet. Sonemodeller kan ikke anvendes på kompliserte geometrier. Resultatene av beregningene Resultatene presenteres vanligvis som gjennomsnittsverdier for hver sone, som for eksempel gjennomsnittstemperatur og gjennomsnittskonsentrasjonen av giftige gasser i røyksjiktet. Siden de fleste sonemodeller bare deler inn rommet to, én øvre sone bestående av røyk og én nedre sone bestående av ren luft, vil ikke temperaturen variere horisontalt i rommet, men bare vertikalt. Temperaturen og røykgasskonsentrasjonene er de samme i hvert punkt innenfor samme sone. Fordeler og ulemper med sonemodeller Fordelene med sonemodeller er at de, i likhet med empiriske og analytiske modeller, ikke krever stor datamaskinkapasitet og lang beregningstid. Videre er de relativt enkle å bruke, og utviklings-kostnadene er ikke på langt nær så store som for feltmodeller. Sonemodeller bli dermed på langt nær så kostbare i anskaffelse og bruk som feltmodellene. Ulempene med sonemodeller oppstår i første rekke i situasjoner hvor betingelsene for de empi-riske korrelasjonene blir brutt. Videre er brannscenarier som inkluderer kompliserte geometrier, problematisk å modellere ved hjelp av sonemodeller. Et brannrom kan bare representeres som et rom med en angitt lengde, bredde og høyde, og uten inventar. Sonemodeller er dermed ikke i

87

stand til å inkludere effekten av objekter brannrommet, og varierende plassering av disse objektene. Sonemodeller kan heller ikke inkludere effekten av forskjellige plasseringer av ventila-sjonsåpninger i brannrommet. Videre er de ikke egnet for å beregne tilstanden i tilstøtende rom særlig tilfredsstillende, og beregningsresultatene kan bli relativt grove og unøyaktige, med lav oppløselighet.

9.3.2 Sonemodellen CFAST CFAST (Peacock 1999) er en sonemodell som er i stand til å bestemme viktige brannparametere ved brann i en leilighet med inntil tre rom. I CFAST blir hvert rom inndelt i to soner. CFAST baserer seg på løsning av et sett av differensialligninger, som bestemmer forandringen i entalpi og masse over tid. For en godt ventilert brann vil forbrenningen skje i flammen, mens i under-ventilerte branner vil forbrenningen foregå der det er tilstrekkelig med oksygen for forbrennings-prosessen. Figur 30 viser hvordan brannsituasjonen blir forenklet ved hjelp av CFAST.

Figur 30: Forenkling av brannsituasjonen ved hjelp av sonemodellen CFAST. Figuren viser

idealisert oppdeling av rommet i to soner, samt varme- og massestrømmer for brann-rommet (DOE, 2003).

CFAST har, som de fleste andre sonemodeller, ingen modell for beregning av brannhastigheten eller varmeutviklingen som følge av brannen. I den tidsfasen hvor branner er overventilert, kan varmeavgivelsen Q til brannrommet angis på flere måter. Utviklingen av Q kan være basert på målt varmeutvikling fra forsøk i møbelkalorimeteret (se avsnitt 7.2), som en brukerspesifisert kurve, eller som funksjon av tiden t i andre potens på følgende måte: Q = α⋅t2. Konstanten α har en verdi, avhengig av om man velger langsom, middels, rask eller superrask brannvekst. Etter en viss tid, det vil si etter at brannrommet er overtent, vil varmeavgivelsen Q flate ut som følge av at brannen er blitt ventilasjonskontrollert. Verdiene for α er det inverse av tiden til over-tenning av det aktuelle rommet. Overtenning for langsom, middels, rask eller superrask brann-vekst skjer ved henholdsvis 600, 300, 150 og 75 sekunder. Jo større dette rommet er, jo større må varmeavgivelsen Q være for at rommet skal gå til overtenning. Standardverdiene som ligger inne i CFAST, gjelder for et standard brannrom med dimensjonene (bredde x høyde x lengde) på 2,4 m x 2,4 m x 3,6 m. På grunn av utallige forsøk vet man at varmeavgivelsen er ca 1000 kW når overtenning inntreffer i dette rommet.

88

Brukeren av programmet må selv angi koblingen mellom brannatmosfæren i rommet og dens inn-flytelse på brannhastigheten. For eksempel må tidspunktene for når brannen går til overtenning, slik at varmeavgivelsen flater ut, og tidspunktet for når brannen avtar på grunn av mangel på brennbart materiale eller slokking med sprinkler, spesifiseres av brukeren. Dette stiller åpenbart relativt store krav til brukeren vedrørende forståelsen av brannutvikling i et rom når relevante data skal spesifiseres. Generelt kan man si at dersom feilaktige verdier spesifi-seres, hjelper det lite hvor nøyaktig programmet beregner brannutviklingen i rommet. Dette gjelder selvsagt for alle typer programmer, fra de enkleste empiriske korrelasjonene, til de mest avanserte CFD-modeller (se neste avsnitt). Det spesielle med CFAST i forhold til mange andre sonemodeller, er at den inneholder en enkel beregning av effekten av sprinkler, og at man også kan inkludere mekaniske ventilasjonssystemer. Et komplett ventilasjonssystem kan defineres i CFAST med alle komponenter, slik som egen-skaper for kanaler, ventilasjonsåpninger, bend, vifte, diverse strømningsmotstander etc. Selv om brukeren spesifiserer en viss varmeavgivelse og ventilasjon som funksjon av tiden, vil beregningene overstyre disse dataene, dersom de gir en beregnet lufttilførsel som ikke kan under-holde den spesifiserte varmeutviklingen i brannrommet. Varmeutvikling vil i dette tilfellet bli bestemt av de oppgitte ventilasjonsforholdene. CFAST er et program som ikke er særlig egnet for bruk i prosessområder, men det kan anvendes i forbindelse med brann i boligkvarteret på offshoreplattformer, dersom det ikke stilles spesielt store krav til nøyaktigheten av beregningene. Figur 31, Figur 32 og Figur 33 viser henholdsvis en planskisse av brannrommet med tilstøtende luftsluse og korridor, beregnet røyksjikthøyde, og temperatur og oksygenkonsentrasjon i øvre røyksjikt i rom 1, 2 og 3, beregnet ved hjelp av sone-modellen CFAST.

Figur 31: Brannrommet (compartment 1) med luftsluse (compartment 2) og korridor (compart-

ment 3), (DOE, 2003). Brannen starter i compartment 1 i en søppelbøtte fylt med 12 kg søppel bestående av kun poly-etylenavfall. En varmeutvikling som ligger mellom langsom og middels brannvekst (Q = 0,00556⋅t2) med en maksimal varmeavgivelse på 500 kW, ble valgt. I programmet er det lagt inn et kriterium som sier at overtenning skjer når røyksjikttemperaturen i brannrommet når 600 °C.

89

Figur 32: Røyksjikthøyden i de tre rommene beregnet med CFAST (DOE, 2003). Det fremgår av Figur 32 at røyksjiktet i brannrommet og rom 2 (compartment 1 og 2) går helt ned til gulvet allerede etter 2 minutter, mens røyksjiktet går ned til vel 1 m over gulvet i korridoren etter 3 ½ minutt. Figur 33a viser at brannen i rommet ikke går til overtenning, fordi temperaturen i brannrommet (rød kurve) er godt under kriteriet for overtenning (600 °C), og at brannen i søppelbøtten ikke sprer seg til andre objekter eller flater i rommet. Søppelbøtten brenner ut etter 3 minutter og 40 sekunder, slik at varmeavgivelsen avtar, og røyksjikthøyden i rom 2 (grønn kurve i Figur 32) begynner å stige fra gulvnivå, omtrent ved samme tidspunkt.

a) b) Figur 33: a) Temperaturen og b) oksygenkonsentrasjonen i røyksjiktet i de tre rommene (CFAST

2003).

90

Figur 33b viser oksygenkonsentrasjonen i de tre rommene. Det fremgår av figuren at oksygen-konsentrasjonen faller helt ned til 0 % etter ca 420 sekunder eller 7 minutter, og oksygenkonsen-trasjonen holder seg på 0 % i lang tid (minst 2700 sekunder eller 45 minutter etter brannstart). Dette medfører at personer i brannrommet ville ha omkommet bare av oksygenmangel etter relativt kort tid. Konsentrasjonen i røyksjiktet i rom 2 reduseres til 18 %, mens i korridoren avtar konsentrasjonen fra 20,9 til 20,5 %.

9.4 Feltmodeller

9.4.1 Generelt om feltmodeller I motsetning til sonemodellene deler feltmodellene brannrommet inn i såkalte kontrollvolum. Rommet blir dermed et nettverk (grid) av celler. Feltmodellene beregner tilstanden og forandringer i tilstanden i hver celle ved å anvende fundamentale ligninger fra fluiddynamikken. Disse består generelt av et sett av tredimensjonale, tidsavhengige, ikke-lineære, partielle differen-sialligninger, som kalles Navier-Stokes ligninger. Disse ligningene uttrykker matematisk bevaring av masse, impuls og energi for brannrommet. Prosessen med å løse disse ligningene ved hjelp av datamaskin, blir vanligvis på engelsk kalt ”Computational Fluid Dynamics”, forkortet til ”CFD”. Feltmodellene beregner den fysiske tilstanden i hvert kontrollvolum, som er avhengig av tilstanden i de andre kontrollvolumene. CFD-modeller i forbindelse med brannsimuleringer kan deles inn i to hovedgrupper. Én gruppe modeller er primært utviklet for modellering av strømningstekniske problemer, men de kan også inkludere modeller for beregning av varmeutvikling på grunn av brann. Eksempler på slike gene-relle CFD-programmer er Fluent, CFX, og Jasmine. Den andre gruppen CFD-modeller er gruppen spesielt utviklet for beregning av branner. Eksempler på den sistnevnte typen programmer er Smartfire, Sofie og de norskproduserte programmene Kameleon FireEx (KFX) (Magnussen 1999), Vessfire (Berge-1 2003) og Brilliant (Berge-2 2003) (se avsnitt henholdsvis 5.2 og 5.3 for en nærmere beskrivelse av programmene Vessfire og Brilliant).

9.4.2 Kameleon FireEx Bakgrunn Allerede midt på 1970-tallet kunne NTH/SINTEF Teknisk varmelære (senere NTNU/SINTEF Energiforskning, avdeling Varme- og strømningslære), fremvise tredimensjonale numeriske simuleringer av forbrenningsprosesser. Dette var starten på utviklingen av verktøy for simulering av branner, noe som senere også ga støtet til meget stort industrifinansiert prosjekt kalt Kameleon FireEx (KFX). Prosjektet ble avsluttet i 1999. KFX har etter dette vært under kontinuerlig utvikling i ComputIT, en bedrift sprunget ut fra NTNU/SINTEF, som har videreutvikling og vedlikehold av KFX som en av sine viktigste oppgaver.

KFX er en tredimensjonal, transient, numerisk simulator for gasspredning, brannutvikling og brannslokking. KFX har allerede i lang tid vært i utstrakt bruk for simulering av brann i industriell sammenheng. KFX har følgende egenskaper:

Simulerer væskebranner (inkludert spraybranner), gassbranner i åpent lende, i lukkede eller delvis lukkede rom, og med tvungen eller naturlig ventilasjon

Inkluderer slokkeprosessen ved anvendelse av sprinkler-, deluge- og vanntåkeanlegg. Er forberedt for å kunne brukes sammen med konstruksjonsresponsprogrammet USFOS. Er i stand til å importere CAD-filer av komplekse geometrier, og kan derved anvendes til

geometrisk modellering.

91

Simuleringer kan gjennomføres ved interaktiv kontroll. Etterbearbeiding av beregnede resultater er mulig. De beregnede resultatene kan gjengis som videofilm.

KFX kan benyttes i forbindelse med analyser for å bestemme følgende:

Virkningen på prosessutstyr som eksponeres for brann. Optimalisering av passiv brannbeskyttelse. Branntemperatur, varmestråling og røykeksponering av mennesker. Effekt av deluge-, sprinkler-, og vanntåkeanlegg. Kvaliteten på rømningsveier. Røykspredning. Spredning av tunge og lette gasser.

KFX brukes i dag av mange store olje- og gasselskap, og av konsulentselskap.

9.4.3 Eksempel på bruk av Kameleon FireEx (KFX), simulering av brannscenarier. Den mest utstrakte bruken av KFX er ved simulering av brannscenarier på oljeinstallasjoner i Nordsjøen. Dette kan være branner fra olje- eller gasslekkasjer, eller en kombinasjon av disse. Typisk vil følgende størrelser som strømningsfelt, temperatur, varmestråling, røykspredning og sikt bli rapportert fra slike scenarier. Slike scenarier er visualisert tredimensjonalt, som vist i Figur 34. Tredimensjonal visualisering av de beregnede feltverdiene gir, som det fremgår av figuren, en svært realistisk avbildning av brann-forløpet.

Figur 34: Visualisering av brannforløp ved kombinert olje- og gassbrann.

92

9.4.4 Eksempel på bruk av Kameleon FireEx, simulering av et ulykkesforløp. Beregning av temperaturresponsen på gassrør til flammetårn på Åsgard B plattformen Bakgrunn I januar 2003 oppstod det en brann i fakkelsystemet på Åsgard B plattformen i Nordsjøen. Situa-sjonen var svært alvorlig, og produksjonen på plattformen måtte nedstenges. Brannen skyldtes en lekkasje i et gassrør for pilotbrennerne, som opphørte å fungere da gasstilførselen stoppet. Bety-delige skader på toppen av flammetårnet, på rekkverk og på brenneren ble observert, noe som indikerte at utskiftninger var nødvendige. Figur 35 viser brannen i fakkelsystemet.

Figur 35: Brannen i flammetårnet på plattformen på Åsgard B plattformen (Lilleheie 2003).

Slike reparasjoner medfører at produksjonen på plattformen må stenges ned, noe som kan gi bety-delige økonomiske konsekvenser. Rask reparasjon og utskiftning av brannskadde konstruksjons-deler var derfor nødvendig. Reparasjon var imidlertid vanskelig av praktiske grunner, ettersom løftekapasiteten for tilgjengelige kraner var begrenset. Dette gjorde det nødvendig med detaljerte og pålitelige opplysninger vedrørende skadene på flammetårnet, for å avgjøre hvilke deler som måtte skiftes ut, og spesielt hvor langt ned på flammetårnet man måte erstatte gassrør og konstruk-sjonselementer. Statoil, som er operatør på Åsgard-feltet, bestemte tidlig at det skulle gjennom-føres simuleringer av brannen, for å få opplysninger om temperaturresponsen på gassrørene på flammetårnet. Dette skulle gjøre nedstengningstiden så kort som mulig. Plattformen Flammetårnet på Åsgard B består av et høytrykks- og et lavtrykks fakkelsystem, samt pilot-brennere. Fakkelsystemet er montert på et vertikalt flammetårn. Dette er plassert i det nordøstlige hjørnet av plattformen, 140 m over havnivå. Fakkelbrenneren på toppen av flammetårnet er bøyd i en vinkel på 45°. Flammetårnet er laget av vanlig konstruksjonsstål. Utslippsraten av gass var ca 8000 Sm3/h (1,9 kg/s), og brannen varte i to dager, før det ble besluttet at plattformen skulle stenges ned.

93

Simuleringer med KFX I beregningene ble det brukt en vindhastighet på 15 m/s fra vest. Denne vindhastigheten vil med-føre at de østlige deler av høytrykkssystemet blir eksponert, som indikert ved hjelp av isoterm-kartet i Figur 36.

Figur 36: Et isotermkart i et vertikalt plan midt i flammetårnet i øst-vestretning (vest er til

venstre i figuren) (Lilleheie 2003). Beregningsresultater Observasjoner gjort av personalet på plattformens hoveddekk, indikerte at en flammetunge slo inn under plattformen på flammetårnet. Dette skyldtes trolig en åpning mellom rørene og dekket, men det var ikke mulig å få tak i opplysninger om størrelsen av denne åpningen før beregningene skulle gjennomføres. Temperaturen på ytre overflate av gassrørene og varmeeksponeringen på den branneksponerte siden (øst) til høytrykks- og lavtrykkssystemet ble beregnet ved hjelp av KFX. Resultatene er vist i Figur 37. De mest varmeeksponerte delene av høytrykksrøret, like under dekket, oppnådde i simuleringene en maksimaltemperatur på ca 800 °C, og en noe lavere maksimaltemperatur over dekket på 700 °C. Varmebelastningen på lavtrykksrørene var vesentlig lavere enn varmebelastningen på høytrykksrørene. Maksimal temperatur over dekket ble også her beregnet til å være så høy som ca 700 °C. Temperatur og spenningsfordelingen i konstruksjonsdeler og rør ble også beregnet ved hjelp av KFX. Figur 38 viser den stasjonære temperaturen i flammetårnsstrukturen, rør og toppen av flammetårnet beregnet med KFX. Spor etter flammeeksponeringen vises som røde områder i Figur 38. Dette tilsvarer områder med temperatur over 600 °C. Figur 39 viser temperatur-fordelingen på gassrørene. Her fremgår det at maksimaltemperaturen på gassrørene var ca 670 °C. Selve flammetårnet oppnådde imidlertid vesentlig lavere temperaturer, det vil si i området 50-300 °C.

94

a)

b)

Figur 37: Temperatur og netto varmebelastning langs den østlige overflaten av a) høytrykk (HP) gassrør og b) lavtrykk (LP) gassrør. Nullpunktet på x-aksen tilsvarer elevasjonen til øvre flammetårnsdekk (Lilleheie, 2003).

95

Figur 38: Den stasjonære temperaturen i flammetårnskonstruksjonen, gassrør og fakkel-

brenneren (røde områder er områder med temperaturer over 600 °C) (Lilleheie, 2003).

Figur 39: Beregnet temperaturfelt og kurve over temperaturfordelingen på gassrørene (røde

områder er områder med temperaturer over 600 °C) (Lilleheie, 2003).

Overflatetemperaturen på plattformdekket på flammetårnet er vist i Figur 40. Konturene til varmebelastningen er i meget god overensstemmelse med sporene etter flammeeksponeringen på det øvre plattformdekket til flammetårnet vist i Figur 41.

Plot X-Axis starts here

96

Figur 40: Temperatur (K) og varmebelastning (W/m2) på overflaten av plattformdekket til flammetårnet (Lilleheie 2003).

Figur 41: De strukturelle skadene på plattformdekket og rekkverket til flammetårnet (Lilleheie

2003). Parallelt med simuleringene ble det gjort målinger på flammetårnet for å bestemme temperatur-nivået på konstruksjonen og på gassrøret. Overensstemmelsen mellom målinger og simuleringer var generelt gode, bortsett fra at simuleringene viste noe høyere temperaturer under plattformen, på grunn av manglende informasjon om størrelse på gap. Både målinger og simuleringer viste maksimumstemperaturer på gassrøret omkring 800 °C. Konklusjon Kameleon FireEx har viste seg å være et nyttig verktøy for å gjøre raske beslutninger i forbindelse med en brann i et flammetårn på en plattform. Simuleringene, som ble gjennomført etter ned-stegningen av produksjonen på plattformen, bidro i betydelig grad til å minimalisere ned-stengningstiden for plattformen, og dermed også de økonomiske tapene i forbindelse med ned-stegningen. Simuleringene avdekket også større behov for utskiftninger i forhold til det man først antok på grunnlag av de visuelle inspeksjonene.

97

9.5 Temperaturrespons til konstruksjonselementer

9.5.1 Generelt om beregning av temperaturrespons Det eksisterer i dag mange ikke-lineære beregningsprogrammer for beregning av temperatur-responsen til konstruksjonselementer på grunn av brann. De fleste av disse programmene er i stand til å beregne én- og todimensjonale problemer. SUPER Tempcalc (SUPER Tempcalc, 1990) og TASEF-2 (TASEF-2 1988) er eksempler på to programmer beregnet for PC. Begge programmene baserer seg på ”Finite Element Method” (FEM), og de beregner én- og to-dimensjonal varmestrømning. De analyserer et tverrsnitt av konstruksjonen, som blir utsatt for en definert varmeeksponering som følge av en brann. Tverrsnittet kan bestå av flere materialer, og materialegenskapene, slik som varmeledningsevne og varmekapasitet, kan spesifiseres som ikke-lineære funksjoner av temperaturen. Varmeeksponeringen blir vanligvis gitt som tid/temperaturkurve med gitte egenskaper med hensyn til konveksjon og emissivitet/varmestråling på grenseflatene. Konstruksjonen blir modellert som et plant tverrsnitt, bestående av et nettverk av elementer. De tidsavhengige ligningene for varmeledning blir løst på grenseflatene til hvert element. De to ovennevnte programmene baserer seg på løsning av energibalansen i hvert element og konstruk-sjonen i sin helhet, men massebalansen er ikke inkludert i beregningene. Verdier for varme-ledningsevnen (de såkalte ”λ-verdier”), som blir brukt til å beskrive varmetransporten i konstruk-sjonen, er effektive λ-verdier. Disse dekker både varmeoverføring ved konveksjon, varmeledning og stråling i porøse materialer, slik som for eksempel i isolasjonsmaterialer av mineralull. Figur 42 viser nettverket av elementer for tverrsnittet til en isolert I-bjelke. Bjelken blir eksponert for en uniform varmeeksponering. På grunn av at tverrsnittet har to symmetrilinjer, er det bare nødvendig å analysere en fjerdedel av tverrsnittet til konstruksjonen.

Figur 42: Nettverket av elementer for en isolert stålkonstruksjon med I-tverrsnitt (SUPER

Tempcalc, 1990).

98

Verdier for effektiv varmeledning λ og spesifikk varmekapasitet cp for det aktuelle konstruksjons-materialet må velges med stor omhu. Videre vil det i alle analyser av temperaturresponsen være viktig å kjenne til reaksjonen til hvert materiale som følge av varmeeksponeringen, inklusive iso-lasjonsmaterialet. Følgende må tas hensyn til:

Vil materialet motstå varmeeksponeringen? Vil materialet kunne smelte, sintre, forkulle etc? I så fall vil dette kunne svekke materialet.

Hva er anvendelsestemperaturen til materialet? Vil noe av materialet kunne falle av (jf avskalling av betong)? Vil grensebetingelsene kunne endres under brannen? Emissiviteten kan for eksempel

endres som følge av tilsoting av varmeeksponerte flater. Vil det være rom for volumekspansjon på grunn av svellende materialer når de blir

eksponert for brann? Det er også viktig å ha tilgang til en stor database med testresultater fra branntester, for å få veri-fisert materialegenskapene. Generelt bør man være varsom med å utføre beregninger for konstruksjoner som avviker mye fra allerede testede konstruksjoner. 9.5.2 SUPER-Tempcalc Bakgrunn Beregningsprogrammet Super-Tempcalc er utviklet av firmaet ”Fire Safety Design” i Sverige. TCD 5.0 er en utvidet versjon av programmet, som også inkluderer dimensjonering av stålkon-struksjoner og brannbeskyttelse. Her vil vi imidlertid bare omtale temperaturresponsdelen, som altså går under betegnelsen Super-Tempcalc. Dette er et beregningsprogram basert på element-metoden (FEM). Konstruksjonstverrsnitt, som kan bestå av ulike materialer med ikke-lineære termiske materialdata, kan dermed analyseres. Programmet tar hensyn til varmeledning og energi-opptak i de ulike beregningselementene. Tidsavhengig emissivitet og konveksjon kan defineres for overflatene av det tverrsnittet som analyseres. TCD 5.0 kan analysere én- og todimensjonale problemer, dvs. tverrsnitt av et skillende eller bærende konstruksjonselement. Beregningsmodellen kan bestå av flere ulike materialer, og den deles inn i passende elementer. Varmeeksponeringen defineres som tid-temperaturkurver og tids-avhengige konveksjons og emissivitetskurver på modellens overflater. Resultatene fra bereg-ningene kan presenteres i form av temperaturkurver for de enkelte knutepunktene (nodene) i elementmodellen, eller i form av isotermlinjer (linjer med lik temperatur), som viser temperatur-fordelingen over tverrsnittet ved ulike tidspunkter i beregningsforløpet. Temperaturanalyse med SUPER-Tempcalc Når man skal utføre en beregning med SUPER-Tempcalc, må tverrsnittet modelleres som et én- eller todimensjonalt problem. Termiske materialdata, slik som varmeledningsevne og spesifikk varmekapasitet, vil for de fleste materialene variere mye med temperaturen. Det er derfor viktig at korrekte materialdata benyttes i beregningene. Noen materialer vil også ha en maksimal tole-ransegrense for hvor høye temperaturer materialet tåler før det ødelegges. Kunnskap og erfaring omkring slike forhold er vesentlig for å kunne vurdere beregningsresultatene. SUPER-Tempcalc tar kun hensyn til energibalansen i de enkelte beregningselementene og i det totale tverrsnittet. Massebalansen og eventuell massetransport mellom elementene tas ikke hensyn til i beregningene. Materialdata for varmeledningsevne (λ-verdier), som benyttes for å beskrive varmetransport i faste materialer i beregningsmodellen, er "effektive λ-verdier".

99

Effektive λ-verdier tar hensyn både til varmetransport gjennom varmeledning i materialet, samt innvendig konveksjon og stråling inne i materialet (aktuelt i fibrøse og porøse materialer). I SUPER-Tempcalc (TCD 5.0) kan en også ta hensyn til hulrom, og varmetransporten over hul-rommet beregnes ved strålingsutveksling og konvektiv varmeoverføring. Luften i hulrommet varmes opp av varmen som transporteres inn mot hulrommet. Andre gasser enn luft kan simuleres ved å øke det innelukkede arealet (volumet). Det er kun lukkede hulrom som kan modelleres. Beregningseksempel – ”CBEAM” For å kunne beregne konstruksjonselementet vist i Figur 43, må et symmetrisk utsnitt av tverr-snittet analyseres. Konstruksjonselementet av betong er symmetrisk på begge sider av de vertikale symmetrilinjene. Det utvalgte utsnittet kan dermed representere hele konstruksjonen. Undersiden av konstruksjonen blir eksponert for en standard brann (en standard tid-temperaturkurve som benyttes i forbindelse med prøving av konstruksjoner (NS-EN 1363-1)). Det vil si at konstruk-sjonen vil bli eksponert for temperaturene 596, 698, 801, 862 og 965 °C etter henholdsvis 5, 10, 20, 30 og 60 minutter etter brannstart, når omgivelsestemperaturen er 20 °C.

Figur 43: Analysert profil av konstruksjonselementet (alle mål er i mm) (FSD, 2002).

Armeringsjernet ligger 45 mm fra bunnen av konstruksjonen, og det har en diameter på 8 mm.

I programmet SUPER-Tempcalc må følgende data hentes inn:

1. Materialdatabasen: ”Concrete with granite base”, 2. Temperatureksponeringsdatabasen: “ISO 834” 3. Database for omgivelsenes egenskaper: “20 Deg Air”

Lastkapasiteten til betongkonstruksjonen i en kritisk brannsituasjon er definert som 40 MPa, mens lastkapasiteten for armeringen er definert til 1570 MPa. Deretter innhentes materialet ”Concrete (siliceous) EC” fra materialdatabasen og armeringen ”Prestressed Wires EC” fra armerings-

100

databasen til CBEAM. Deretter startes programmet. I Figur 44 ser man den relative kapasiteten til bøyemomentet ved normal temperatur, og når det blir eksponert for den aktuelle brannlasten (i henhold til NS-EN 1363-1, (NS-EN 1363-1, 1999)). Dersom utnyttelsesgraden (andelen av den last som medfører brudd eller kollaps av konstruk-sjonen) er satt til 40 %, kan brannmotstandstiden fra Figur 44 bestemmes til 71 minutter. Det vil si at man kan forvente at konstruksjonen bryter sammen ca 70 minutter etter brannstart.

Figur 44: Beregnet relativt bøyemomentkapasitet ved hjelp av SUPER-Tempcalc (FSD, 2002).

9.6 Integrert analyse av konstruksjoner eksponert for brann

9.6.1 Bakgrunn SINTEF Bygg og miljø, Sement og betong har utviklet programsystemet ”USFOS” (Amdahl, 1992), som bl.a. kan utføre ulineære dynamiske analyser på ulike marine strukturer. Slike analyser omfatter dimensjonering av marine konstruksjoner som skip og plattformer ved brann, skipskol-lisjon, grunnstøting, fallende last og eksplosjon. Tradisjonelt har dimensjonering og analyse av konstruksjoner utsatt for brann blitt utført indi-viduelt for de enkelte strukturelementer. Kravet til konstruksjonen har blitt formulert slik at temperaturen til konstruksjonsdelen ikke skal overstige en viss kritisk temperatur innen en spesi-fisert tid, avhengig av konstruksjonsdelens viktighet. Grunnlaget for disse vurderingene er basert på resultater fra prøving av ulike konstruksjonselementer i standard ovnstester, vanligvis i henhold til NS-EN 1363-1 (NS-EN 1363-1, 1999). Dette har i mange tilfeller vært svært utilfreds-stillende, primært på grunn av følgende forhold:

Tid-temperaturøkningen, representert ved NS-EN 1363-1-standarden, er ikke representa-tiv for alle branner, ettersom den representerer en cellulosebrann i vanlige rom.

Av praktiske grunner kan bare enkle konstruksjonsdeler, eller eventuelt en kombinasjon av relativt få konstruksjonsdeler, prøves samtidig. Hele konstruksjonen blir dermed ikke testet.

101

Bruken av standard ovnstester har medført at en kritisk ståltemperatur på 400-500 °C er

blitt etablert. Det har ofte vist seg å være et konservativt estimat, som i første rekke gjelder for konstruksjoner med betydelig omfordeling av krefter til intakte, tilstøtende konstruksjonsdeler.

Dimensjonering av konstruksjonsdeler med hensyn til brann består av følgende tre beregninger:

Brannutvikling og branneksponering av konstruksjonsdeler. Temperaturstigningen til konstruksjonsdelen i løpet av branneksponeringen (temperatur-

responsen). Den mekaniske responsen til konstruksjonsdelen som følge av temperaturstigningen.

De to førstnevnte beregningene, branneksponeringen og temperaturresponsen av konstruksjons-delen, baserer seg på beregninger med Kameleon FireEx (KFX), mens den mekaniske responsen til konstruksjonsdelen baserer seg på programmet USFOS. Det sistnevnte programsystemet er blitt spesielt utviklet for beregning av konstruksjonsdeler offshore. Slike konstruksjonsdeler kan bli utsatt for forskjellige type laster, slik som brann, kollisjon med skip, objekter som faller ned, krefter på grunn av vær og vind etc. Disse beregningene ble tidligere gjennomført hver for seg, uten at man tok hensyn til et komplekst samvirke mellom de tre prosessene som beregnes. I et forskningsprosjekt med tittel ”Integrert analyse av stål- og aluminiumskonstruksjoner eksponert for brann”, utført av flere avdelinger i SINTEF i samarbeid, ble det i løpet av 1990-årene utviklet et effektivt analyseverktøy som inte-grerte de tre ovennevnte beregningene i ett system.

9.6.2 Beregningsprogrammet USFOS for bestemmelse av mekanisk respons Hva kan USFOS beregne? Både ”jacket type” konstruksjonsdeler (konstruksjoner som kan løftes opp) og bærestrukturer til offshoreplattformer kan beregnes ved hjelp av USFOS. Innenfor det ovennevnte SINTEF-prosjektet, ble en brannanalysemodul utviklet. Den er i stand til å beregne progressiv kollaps av store strukturer, for en gitt tid-temperatureksponering av konstruksjonsdelen. USFOS kan nøyaktig estimere selve prosessen der sammenbrudd av konstruksjonen finner sted, fra begynnende ettergivenhet til fullstendig kollaps av konstruksjonen. USFOS kan videre beregne termisk deformasjon av konstruksjonsdeler, lokale deformasjoner, brudd osv. USFOS blir brukt av ledende oljeselskaper over hele verden, og programmet har bestått testen med hensyn til anvendelse i virkelige situasjoner. Den beregnede tiden for kollaps stemte meget godt overens med den målte tiden for kollaps i en forsøksserie ved NBL (Amdahl 1992), hvor en konstruksjon ble utsatt for både en jetbrann og en kjent last. Anvendelsen av programmet, sammen med KFX, har medført betydelige kostnadsbesparelser for blant annet oljeselskaper ved at offshorekonstruksjoner i mindre grad blir overdimensjonert. Det har videre gitt ingeniører og konstruktører bedre forståelse og innsikt i oppførselen til konstruksjoner eksponert for brann. En viktig faktor for å få mest mulig ut av slike detaljerte analyser, er at selve brannforløpet er realistisk simulert ved bruk av CFD-modeller.

102

9.7 Beregningsmetodenes tilgjengelighet og anvendelighet

9.7.1 Generelt Generelt for alle de fem beregningsmetodene (empiriske korrelasjoner, sonemodeller, felt-modeller, temperaturrespons og integrert analyse) er at alle stiller relativt store krav til brukeren. Brukeren må ha gode kunnskaper og forståelse av brannfysikken i de scenariene som skal beregnes. For alle beregningsmetodene må brukeren spesifisere en rekke inngangsdata. Dette kan være fysiske parametre som kan være relativt lett tilgjengelige i tabeller og oppslagsverk. Det vil imidlertid også være spesielle parametre som krever at man har god oversikt over faglitteraturen på brannområdet for å finne frem til relevante verdier. Det er et faktum at det hjelper lite hvor nøyaktig beregningsmetoden er, dersom input-para-metrene ikke er riktige. Beregningsresultatenes godhet er et direkte produkt av input-parametrenes godhet (”garbage in = garbage out”). Det er viktig å ha kunnskap vedrørende det aktuelle problemet som skal beregnes, slik at man unngår å spesifisere feilaktige input-parametre. Det er også et krav at brukeren kan tolke godheten av beregningsresultatene. 9.7.2 Empiriske korrelasjoner Tilgjengelighet: De er lett tilgjengelige fordi de finnes mer eller mindre samlet i en rekke hånd-bøker, standarder og annen brannlitteratur. Anvendelighet: De empiriske korrelasjonene er relativt anvendelige og lette å bruke, men man må sette seg inn i den teoretiske bakgrunnen for korrelasjonene. Egnethet: Empiriske korrelasjoner er lite egnet dersom det kreves en relativt høy grad av nøyak-tighet, men de kan være egnet til i parameterstudier, der høy grad av nøyaktighet ikke er påkrevd. Dette kan for eksempel være i situasjoner hvor man bare er ute etter å beregne størrelsesorden til de aktuelle brannkarakteristikker. 9.7.3 Sonemodeller Tilgjengelighet: Sonemodeller er relativt lett tilgjengelige for en lav kostnad. Programmet CFAST kan for eksempel lastes ned gratis fra Internett-sidene til National Institute of Standards and Tech-nology (NIST) i USA (NIST 2004). Problemet er imidlertid at det i løpet av de siste ti årene er utviklet få sonemodeller, slik at utvalget av sonemodeller ikke er særlig stort. Anvendelighet: Når det gjelder anvendelighet, så stiller sonemodellene noe høyere krav med hensyn til brukerens kunnskaper enn empiriske korrelasjoner gjør. De kan være relativt vanskelige å bruke. Egnethet: Sonemodeller er relativt godt egnet til å beregne brannkonsekvensene dersom det ikke stilles store krav til påliteligheten av beregningsresultatene. Resultatene er imidlertid relativt grove (liten oppløselighet ved at de bare gir gjennomsnittsverdier), og de kan være relativt unøyaktige.

103

9.7.4 Feltmodeller Tilgjengelighet: Det utvikles stadig flere og bedre feltmodeller til beregning av brannkonse-kvensene. Det er innenfor denne typen av beregningsmetoder det meste av utviklings- og forsk-ningsarbeidet foregår. Feltmodeller har imidlertid høye utviklingskostnader. De vil derfor være temmelig kostbare i anskaffelse, slik at de ofte blir for dyre å anskaffe for mindre firmaer. Anvendelighet: Feltmodeller har generelt vært lite anvendelige. Det var så og si bare personer i fagmiljøene ved universiteter og høyskoler som var i stand til å bruke feltmodeller. I løpet av den siste tiden er det lagt mer vekt på å gjøre slike programmer mer brukervennlige. Dette beregningsverktøyet setter store krav til at brukeren har kunnskaper knyttet spesielt til denne beregningsmetoden, som for eksempel kunnskap og erfaring med numeriske metoder. De krever også relativt kraftige datamaskiner. Tidligere var det nødvendig med temmelig store og kostbare datamaskiner, som mindre firmaer ikke var i stand til å anskaffe. I dag kan imidlertid de fleste feltmodeller kjøres på vanlige PCer. Egnethet: Feltmodeller er meget godt egnet til å beregne brannkonsekvensene, fordi resultatene har en relativ høy grad av nøyaktighet og høy oppløselighet. Det vil si at resultatene kan være meget detaljerte, både i tid og rom. Feltmodeller er, om de kanskje enda ikke er den mest benyttete beregningsmetoden, helt opplagt fremtidens beregningsmetode. 9.7.5 Temperaturrespons Tilgjengelighet: Tilgjengeligheten for slike programmer er god, men det koster noe å anskaffe og å bruke dem (leieavtale). Anvendelighet: Anvendeligheten er relativt god. Dersom man skal kunne spesifisere riktige grensebetingelser og hvordan disse endres som følge av branneksponeringen, kreves det erfaring og kunnskap vedrørende brannresponsen til forskjellige materialer og konstruksjoner. Dette er noe man primært får via analyse av inntrufne branner eller resultater fra brannforsøk. Videre er det som nevnt i avsnitt 9.5 viktig å ha tilgang til en stor database med testresultater fra branntester, for å få verifisert materialegenskapene. Generelt bør man være varsom med å utføre beregninger for konstruksjoner som avviker mye fra allerede testede konstruksjoner. En slik data-base er noe de færreste har tilgang til, og dette setter klare begrensninger med hensyn til anvende-ligheten. Egnethet: Slike programmer er i de fleste tilfeller meget godt egnet, og de kan, dersom betingelsene nevnt over er oppfylt, også i visse tilfeller erstatte brannteknisk prøvning av enkle konstruksjoner.

104

9.7.6 Standarder26 Tilgjengelighet: Tilgjengeligheten er generelt god (jf avsnitt 5.5). Anvendelighet: Anvendeligheten må karakteriseres som relativt god under forutsetning av at standardene blir oppdatert med hensyn til nye resultater fra forskning. Storskala forsøk gjennom-ført av NBL har vist at verdiene i slike standarder i dag i første rekke gjelder for branner i middels skala. For både jetbranner og brann i væskedamsbranner i stor skala, både i rom og på sjø, medfører det at standardene vil underdimensjonere brannbelastningen. Egnethet: I dag er slike standarder lite egnet på grunn av at de ikke tar hensyn til nyere forskningsresultater. Under forutsetning av at standardene inkluderer dette, vil de være godt egnet til å bestemme branneksponeringen i forbindelse med branner offshore.

9.8 Hovedkonklusjoner Tabell 35 gir en oversikt over beregningsmetodenes tilgjengelighet og anvendelighet. Vurdering-ene i tabellen under er laget på grunnlag av en forutsetning om at brukeren av beregnings-metodene har en minimum grad av oversikt over brannlitteraturen og de branner som skal beregnes. Tabell 35: Oversikt over beregningsmetodenes tilgjengelighet, anvendelighet og egnethet27 i

forbindelse med relativt nøyaktig bestemmelse av konsekvensene ved branner offshore.

Type beregningsmetode Tilgjengelighet Anvendelighet Egnethet

Empiriske korrelasjoner *** **/*** *

Sonemodeller ** ** */**

Feltmodeller ** * ***

Temperaturrespons ** */** ***

Integrert analyse/konstruksjonsrespons

* * ***

Standarder *** *** *28

Hovedkonklusjonene for dette kapittelet vedr. beregningsmetoder er vist i Tabell 36.

26 Se avsnitt 7.5 for en nærmere omtale av aktuelle standarder. 27 Med tilgjengelighet menes hvor lett det er å anskaffe metodene. Her inngår også anskaffelseskostnadene som en

viktig faktor. Med anvendelighet menes hvor brukervennlig programmet er i praktisk bruk, og hvor store krav som stilles til brukeren av programmet. Med egnethet menes hvor egnet metoden er med hensyn til å bestemme konsekvensene i forbindelse med brann. * = lite anvendelig, tigjengelig og egnet, ** = anvendelig, tigjengelig og egnet, *** = meget anvendelig, tigjengelig og egnet, osv..

28 Så lenge som disse standardene ikke blir oppdatert med nyere forskning ved blant annet NBL, vedrørende storskala eksperimenter for væskebranner på sjø og i rom, samt jetbranner i det fri og i rom.

105

Tabell 36: Hovedkonklusjoner med hensyn til beregningsmetoder for bestemmelse av brannutvik-

ling, brannlaster, temperatur- og konstruksjonsrespons.

BEREGNINGSMETODER - HOVEDKONKLUSJONER Følgende tre hovedtyper EDB-baserte beregningsmetoder for bestemmelse av

brannutvikling og viktige brannparametere benyttes i dag: 1. Empiriske og analytiske beregningsmetoder 2. Sonemodeller (for brann i rom og bygninger) 3. Feltmodeller

Blant disse tre er det feltmodeller som er de klart mest nøyaktige, og de presen-terer resultatene på en svært detaljert måte (i både tid og rom), i forhold til de andre to metodene. De har til nå vært relativt lite tigjengelige og anvendelige for sikkerhetsingeniører, men disse programmene blir stadig mer brukervennlige, og de blir mer og mer vanlige, selv i små firmaer. Feltmodeller tilhører klart fremtidens programmer når det gjelder beregning av branneksponering. Kameleon FireEx (KFX) er et norskprodusert program av denne typen.

KFX har viste seg å være et nyttig verktøy for å gjøre raske beslutninger i forbindelse med brann i flammetårn på en plattform. Simuleringene bidro i betydelig grad til å minimalisere nedstengningstiden for plattformen, og dermed også de store økonomiske tapene i forbindelse med nedstegningen. Simuleringene avdekket også større behov for utskiftninger i forhold til det man først antok på grunnlag av visuelle inspeksjoner.

I tillegg har man følgende programmer for å bestemmelse konsekvensene av brann-eksponeringen: o Temperaturresponsprogrammer (beregner temperaturfordelingen i konstruk-

sjoner eksponert for brann). SUPER-Tempcalc og TASEF-2 er to programmer av denne typen.

o Konstruksjonsrespons. USFOS er et program som kan estimere selve prosessen hvor sammenbrudd eller kollaps av konstruksjonen finner sted, fra begynnende ettergivenhet til fullstendig kollaps.

o Integrerte programmer (inkluderer feltmodeller, modeller for temperatur-respons og konstruksjonsrespons i ett og samme program). KFX, sammen med USFOS, utgjør et slikt programsystem.

106

10 SELVANTENNELSE AV BRENNBARE VÆSKER I ISOLASJON

10.1 Bakgrunn Dette prosjektet hadde et branntilfelle på en plattform i Nordsjøen som utgangspunkt. Bakgrunnen for denne brannen var at to arbeidere hadde fjernet isolasjon fra en tank (”Reboiler”). Årsaken var at det hadde oppstått en lekkasje av glykolholdig væske fra en flens over tanken. Væsken hadde dermed trengt inn og blitt sugd opp av Rockwool-isolasjonen på tanken, og det oppstod ubehagelig lukt fra tanken. Tanken hadde en temperatur på ca 200-250 °C. Personalet skiftet ut isolasjonen med ny isolasjon. Isolasjonen med glykol og netting, ble kastet i svarte søppelsekker av plast som ble kastet i en container om ettermiddagen. Om natten oppstod det brann i containeren. Brannen ble imidlertid raskt oppdaget, og mannskapet på plattformen slokket raskt brannen ved hjelp av vann fra flere brannslanger. NBL foretok en undersøkelse av brannårsaken til brannen. NBL konkluderte med at den mest sannsynlige brannårsaken var selvantennelse i glykol i isolasjonen. NBL foreslo at dette ble undersøkt videre ved hjelp av eksperimentelle forsøk i laboratoriet, for å finne ut om den aktuelle glykolvæsken hadde tendens til selvantennelse - eller i det minste til å forårsake varmeutvikling, såkalt spontan oppvarming. Det er en kjent sak at branner har oppstått etter lekkasjer av dieselolje, smøreoljer og hydraulikk-oljer i kraftstasjoner og i maskinrommet på skip. Slike oljer kan spontanantenne dersom de lekker ut på varme overflater i motorrommet, slik som på eksosmanifold og lignende (med temperaturer over 350 °C). En forutsetning som må være til stede, er at overflatens temperatur må være lik eller høyere enn spontanantennelsestemperaturen (engelsk: ”Auto Ignition Temperature” eller ”AIT”) til væsken. En mindre kjent sak er at antennelse av slike oljer kan skje når visse oljer (med vesentlig lavere temperatur enn 350 °C) lekker inn i et isolasjonsmateriale. Brennbare væsker som har lekket ut fra defekte flenser eller ventiler, og som har blitt sugd opp av isolasjonsmaterialet, har vist seg å kunne medføre brann i isolasjonen. Det oppstår som regel bare en ulmebrann i starten, inntil en plutselig inntrengning av luft finner sted. Dette kan for eksempel skje idet isolasjonen fjernes, hvis noe støter borte i isolasjonen, eller når ulmebrannen brenner seg gjennom til overflaten av isolasjonen. Temperaturen på oljen i isolasjon hvor selvantennelse har oppstått, har vært i området 80-150 °C. Dette er vesentlig under antennelsestemperaturen for disse oljene, som vanligvis ligger rundt 400 °C. teten temperatur i området 80-150 °C behøver imidlertid ikke å være den laveste tempera-turen, hvor selvantennelse kan finne sted. Selvantennelse har skjedd helt ned til 50 °C. I slike tilfeller kan forsinkelsen i antennelsen være fra noen timer til flere dager.

10.2 Litteraturstudie I forbindelse med dette prosjektet ble det gjennomført en litteraturstudie av fenomenet selvan-tennelse av brennbare væsker i isolasjon. Tabell 37 viser konklusjonene som ble trukket på grunn-lag av litteraturstudien.

107

Tabell 37: Konklusjoner fra en litteraturstudie om selvantennelse av brennbar væske i isolasjon

(Stensaas 2001).

________________ AIT = “AutoIgnition Temperature” eller spontanantennelsestemperaturen til væsken, det vil si den temperaturen på væsken som medfører antennelse av væsken i det fri, uten tilførsel av gnist eller flamme. SIT = “SelfIignition Temperature” eller selvantennelsestemperaturen til væsken, det vil si den temperaturen som medfører antennelse, uten tilførsel av varme eller tennkilde, men på grunn av oksidering av væsken, som er en varmeavgivende prosess. Forskjellen fra ”AIT” er at her skjer antennelsen under gode isolerende forhold over FP = ”Flash Point” eller flammepunktet til væsken, det vil si den laveste temperaturen til væsken som medfører at væsken avgir tilstrekkelig mengde damp, slik at dampen lar seg antenne ved hjelp av en flamme.

Følgende betingelser må være oppfylt for at selvantennelse av en brennbar væske i isolasjon skal kunne finne sted:

Væsken må kunne oksidere, slik at det utvikles varme i isolasjonen. Isolasjonen må være tilstrekkelig porøs, slik at luft kan trenge inn i isolasjonen. Selvantennelse kan for eksempel ikke skje i skumglassisolasjon, fordi denne isolasjonen er uten porer, og tett med hensyn til lufttilførsel dypt inn i materialet. Isolas onen må ha lav varmeledningsevne, slik den akkumulerer varme. j Varmetapet fra systemet må være mindre enn varmeproduksjonen, slik at tempe-raturen i isolasjonen kan øke til selvantennelsestemperaturen.

Ved selvantennelse i isolasjon starter forbrenningen som en ulmebrann inne i isola-sjonen, der det er gode isolerende forhold. Ulmebrannen forplanter seg langsomt utover mot overflaten. Når den har nådd overflaten, vil ulmebrannen gå over til en flammebrann.

Det har vist seg selvantennelsestemperaturen (”SIT”) kan være vesentlig lavere enn væskens spontanantennelsestemperatur (”AIT”).

Egenskapene til væsken har vanligvis mye større betydning enn egenskapene til isolasjonen. Væskens flammepunkt (”FP”) har størst betydning. Flyktige væsker (lav FP), vil fordampe lett, og de vil ikke kunne selvantenne.

SIT synker når tykkelsen til isolasjonen øker, fordi varmetapet til omgivelsene synker. Egenskapene til væsken med hensyn til å forårsake selvantennelse, har mye større betydning enn egenskapene til isolasjonen. Væskens flammepunkt (”FP”) har størst betydning. Flytige væsker (lav FP) vil fordampe lett, og de vil ikke selvantenne.

Følgende kriterium for selvantennelse basert på spontanantennelsestemperaturen (AIT) og flammepunktet (FP) er etablert:

Z = AIT/(AIT-FP) > 1,61.

En lav Z-verdi (det vil si et lavt flammepunkt) vil medføre fordamping av væsken, noe som umuliggjør selvoppvarming som følge av oksidasjon av væsken.

Gjennom en omfattende eksperimentell studie, hvor selvantennelse i isolasjon ble undersøkt for 36 forskjellige brennbare væsker, fant man ut at selvantennelse fant sted for alle væsker med Z > 1,61, mens fordampning skjedde dersom Z < 1,35. Unntaket var tilfeller hvor en observerte en eksepsjonell reaktivitet for væsken.

Alle væsker med et høyt FP og lav AIT hadde en tendens til å selvantenne. For væsker med AIT > 500 °C kunne ikke selvoppvarming observeres eller måles.

Mellom yttergrensene på 0 og 100 % konsentrasjon av den brennbare væsken, har den optimale konsentrasjonen vist seg å ligge i området 30-50 % (Vol.) væske i isolasjonen.

108

10.3 Eksperimentell studie ved SINTEF NBL Forsøksoppsettet for forsøkene bestod av tre kvadratiske matter (600 mm x 600 mm) av 100 mm tykk Rockwool-isolasjon, som lå oppå hverandre. I den midterste matten var det et kvadratisk hull med dimensjon 200 mm x 200 mm i sentrum. Her var det plassert et brett av aluminiumsfolie med dimensjon 110 mm x 110 mm. Selve prøven, Rockwool-isolasjon med glykolvæske, med temperatur på 200-250 °C og med dimensjon 1 dm2 og 2 dm2, ble lagt oppe på brettet. De tre mattene ble dekket til med sorte søppelsekker, for å simulere forholdene for mattene som lå i tilvarende sekker i containeren på plattformen.

10.4 Forsøksresultater Figur 45 viser temperaturutviklingen inne i prøven (2 dm3 terning av Rockwool med ca 30-50 % (4-8 dl) glykol) på grunn av selvoppvarming i 7 av de 14 forsøkene som ble gjennomført ved NBL (forsøkene: T09-T14). Den maksimale temperaturen som ble oppnådd midt inne i isola-sjonsterningene med glykol, varierte i de 14 forsøkene mellom 150-870 °C etter 12-27 timer.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 10 20 30Tid (timer)

Tem

pera

tur (

°C)

NormalavkjølingT09

T10

T11

T12

T13

T14

Figur 45: Den maksimale temperaturen som ble oppnådd i: a) 1 dm2 og b) 2 dm2 terning av

Rockwool-isolasjon med 30-50 % (4-8 dl) glykol (TEG eller ”TriEtylenGlykol"). Temperaturen på væsken var ved starten av forsøkene 180-250 °C. Den nederste kurven viser et sannsynlig forløp for temperaturutviklingen i en ikke oksiderende væske (det vil si ”Normal avkjøling”).

Figur 46 viser: a) Rockwool-isolasjonen en stund etter at testen T10 ble avsluttet, og prøvestykket (2 dm3 isolasjon med 8 dl (40 %) glykol) ble studert ved at den øverste matten ble fjernet. b) Bildet viser glødingen etter at isolasjonen ble åpnet enda mer. c) Bildet viser fra det siste forsøket, forsøk T14, hvor isolasjonen forsiktig ble løftet opp 12 timer ut i forsøket. Det skjedde da plutselig en full overtenning av hele forsøksoppsettet (se grønn kurve i Figur 45). Situasjonen var temmelig dramatisk en stund. Bildet i Figur 46 viser hvordan situasjonen var noe senere, da brannen hadde avtatt betydelig, og alt var under kontroll. Tabell 38 viser rapporter som ble utgitt i forbindelse med dette prosjektet.

109

a)

b)

c)

Figur 46: a) Rockwool-isolasjonen like etter at testen T10 var avsluttet, og prøvestykket (2 dm3 isolasjon med 8 dl (40 %) glykol) ble åpnet ved at den øverste matten ble fjernet. b) Bildet viser etter at isolasjonen ble åpnet enda mer. c) Bildet viser fra forsøk T14. Her ble isolasjonen forsiktig løftet opp 11-12 minutter ut i forsøket. Det skjedde da plutselig en full overtenning av hele forsøksoppsettet. Bildet viser hvordan situasjonen var noe senere, da brannen hadde avtatt betydelig, og alt var under kontroll.

110

10.5 Hovedkonklusjoner

Tabell 38: Rapporter utgitt i prsjon”.

Det virket som om 40 %konsentrasjonen av glykol.

Av 14 gjennomførte testealle testene, selv om tem250 °C) i bare 8 av forsøstarttemperaturen (200-2hadde blitt benyttet, ville

Jo større andel av glykolenble oppnådd i isolasjonen.

Det er ikke forventet at 900 °C, vil utvikle seg til eDette skyldes luft- eller outgjøre noen fare.

Hvis derimot en langvarigslutt bryte ut av isolasjonetil videre brannspredning.

I løpet av den spontane ovæsken i den varmeavgivendampet av på grunn av teøvre deler av isolasjonen, h

Dersom det kommer luft tman løfter på eller støter av store deler av isolasjoneEn kraftig overtenning og e

For glykolvæsken som hadAIT = 370 °C og FP = 177Dette er en relativt høy veden aktuelle glykolen (TEG(Britton, 1991). Det vil si n

Rapportnummer

NBL10 F01126 An evaluation ofon the TCP2 Pla

NBL10 F02116 An experimentaof Glycol contam

HOVEDKONKLUSJONER

(volumprosent) glykol var den optimale mengden eller

r ble det oppnådd spontan oppvarming (selvoppvarming) i peraturen steg vesentlig over starttemperaturen (180-kene. I de øvrige testene holdt temperaturen seg over 50 °C) i flere timer. Dersom en ikke oksiderende væske temperaturen i prøven ha falt betydelig raskere. som fordampet i løpet av forsøket, jo høyere temperatur

en ulmebrann, som får temperaturen til å stige til 500-n flammebrann, så lenge isolasjonen er festet til objektet. ksygenmangel. Denne ulmebrannen vil på kort sikt neppe

ulmebrann får foregå uforstyrret, kan ulmebrannen til n. En kritisk flammebrann kan dermed oppstå, og kan føre

ppvarmingen deltok trolig bare en relativt liten andel av de oksidasjonen av glykolvæsken. Mesteparten av væsken mperaturen. Denne glykoldampen kondenserte igjen i de vor væsken blir avkjølt. il det stedet hvor oksideringen av væsken foregår (ved at bort i isolasjonen), kan det oppstå en plutselig overtenning n, inklusive de deler med store mengde kondensert glykol. n kritisk brann kan dermed oppstå. de lekket inn i isolasjonen i brannen på plattformen (med °C), ble verdien til Z-parameteren beregnet til Z = 1,92. rdi for Z-parameteren. Eksperimentelle forsøk har vist at eller TriEtylenGlykol) hadde en SIT så lav som 88 °C

esten 300 °C lavere enn AIT.

osjektet ”Selvantennelse av brennbar væske i Rockwool-isola-

Rapportnavn Referanse

the cause of the fire in a trash container tform at the Frigg field. (Stensaas, 2001)

l study of spontaneous heating and ignition inated Rockwool insulation (Stensaas, 2002)

111

11 FREMTIDIG FORSKNING INNEN BRANN OFFSHORE

11.1 Generelt I denne rapporten er det tydelig blitt dokumentert at i løpet av de siste ti årene er mye ny kunnskap blitt fremskaffet innen brann offshore. Til tross for dette vil det fortsatt være et behov for å fremskaffe mer kunnskap. Dette gjelder i større eller mindre grad for alle feltene som er omhandlet i denne rapporten. Generelt kan man si at jo mer kunnskap og innsikt man får innen et felt, jo mer forstår man av problemstillingene, og dermed oppstår det nye behov for forskning og kunnskap. I dette kapitlet vil vi i første rekke skissere behovet for ny kunnskap og forskning innenfor følgende felter:

• Deluge og vanntåketeknologi • Dimensjonering av trykkavlastning • Materialbruk • Beregningsmetoder

11.2 Behov for ny forskning innen deluge- og vanntåketeknologi Anvendelsen av vanntåke i skip og på offshoreinstallasjoner har vist seg å være vellykket. Vi har god kunnskap om de konfigurasjonene som er testet. Det bør imidlertid gjøres en innsats for å generalisere resultatene og bruke dem for å verifisere beregningsmodeller, for å forenkle dimen-sjonering og utforming av vanntåkeanlegg. Modellering av effekten av vanntåke krever en god beskrivelse av dråpenes størrelse og hastighet. Produsenter bør frigi data på disse karakteristikkene til bruk i forskningsprosjekt. Dersom denne type data mangler, er det behov for enda flere målinger. Teknologien for å karakterisere vann-sprayene eksisterer. Dagens forskning ved NBL på vanntåkeanlegg er initiert av dyseprodusenter. En trenger mer kunnskap om effekten av dagens deluge- og vanntåketeknologi for å optimalisere anleggene. NBL utfører forskning på dette området i dag. Med en mer optimal teknologiutnyttelse vil en kunne bruke rent vann som slokkemiddel på en langt mer effektiv måte.

11.3 Dimensjonering av trykkavlastning Det er flere områder innen dette feltet man gjerne skulle ha mer kunnskap om. I tillegg er det behov for forbedring av beregningssystemer. Det siste er noe man imidlertid er i god gang med å gjøre noe med. Videre forskning innen dimensjonering av trykkavlastning kan kort oppsummeres som følger (Berge, 2005):

1. Kartlegging av kontraksjonsfaktorer for dyser ved høyt trykkfall (trykkforhold > 2), samt innvirkning av væskepartikler og ren væske.

2. Koking ved høye trykk, varmeovergang ved høye trykk og spesielt varmeovergang til gassfase.

3. Styrke av tankvegg (rørvegg) ved eksponering av varme. Det er behov for eksperimenter som viser tid til brudd. Behovet er knyttet til verifikasjon av beregningene.

112

Når det gjelder utvikling av programvare, er vi kommet ganske langt med det. I forbindelse med beregningsprogrammet Brilliant er det imidlertid behov for utvikling av en styrkemodul, som vil være et vesentlig bidrag til en multifysisk simulering av en trykkavlastningsprosess. Et annet område som er viktig på programvaresiden, er muligheten til å kjøre ulike deler av simuleringene med ulik hastighet. Dette er viktig der flere fysiske fenomener skal kunne simuleres samtidig og der fysikken har ulik tidsskala.

11.4 Materialbruk I løpet av de siste 20 årene er det uført mye forskning internasjonalt på hvordan materialer bidrar i en brann. Forskningen omfatter mange ulike branntekniske egenskaper, slik som varmeutvikling, røykproduksjon, produksjon av giftige gasser, flammespredning, og antennelighet. Det er også utført mye arbeid i forhold til hvordan disse egenskapene best kan prøves og dokumenteres brannteknisk, og hvilke krav som bør stilles til ulike materialer i ulike brukssituasjoner. Kunnskapen om materialenes branntekniske egenskaper er med andre ord bred innenfor fagmiljøet (Steen-Hansen, 2005). Det som fremdeles er et problem i forhold til materialbruk offshore, er å få videreformidlet denne kunnskapen til de mange ulike aktørene, slik at det blir krevd relevant dokumentasjon for materialer i ulike bruksområder. Det er for eksempel ikke relevant å kreve at et produkt skal motstå en fyrstikkflamme dersom en realistisk tennkilde er en brennende papirkurv. En veiledning med oversikt over aktuelle prøvingsmetoder for ulike produkter, sammen med anbefalinger om relevante kriterier for ulike bruksområder, ville vært nyttig i denne sammenhengen. En slik veiledning bør oppdateres med jevne mellomrom, for å få med den siste utviklingen innenfor prøving og klassifisering av materialer.

11.5 Beregningsmetoder

11.5.1 Generelt Det ble konkludert med i kapittel 10 at fremtidens metode innenfor beregning av branner offshore, klart ligger innenfor CFD-modellering. Ettersom Kameleon FireEx (KFX) per i dag er en internasjonalt ledende brannsimulator, med mange modeller implementert og et godt brukergrensesnitt, er det naturlig at det tas utgangspunkt i dette programmet, og det videre arbeid innen forskning og utvikling av Kameleon FireEx. Kameleon FireEx er en CFD-basert brannsimulator, som blir kontinuerlig videreutviklet. Dette for å kunne ta i bruk den til enhver tid eksisterende teknologi, for å dekke nye behov med hensyn til beregninger og simuleringer innen offshore-sektoren. Områder som det bør være spesielt fokus på med hensyn til forskning og utvikling for CFD-programmet Kameleon FireEx, er kort beskrevet i de etterfølgende avsnitt (Lilleheie, 2005).

11.5.2 ”Large Eddy Simulation” (LES) Begrepet ”Large Eddy Simulation” (LES) vil si simulering av storskala turbulens. Allerede på midten av 90-tallet ble de første LES-simuleringene kjørt med KFX. I utgangspunktet er dette ressurskrevende simuleringer, der fin oppløsning i tid og rom er nødvendig for at dynamikken til

113

storskala turbulens kan bli gjenskapt i simuleringene. Med dagens teknologi er dette blitt mulig, også for praktiske brannsimuleringer. Utvikling og implementering av en robust metode for LES i KFX er derfor viktig. Dette vil gi kunnskap om hvordan storskala turbulens vil påvirke størrelser som temperatur og varmelast i forbindelse med et brannscenario.

11.5.3 ”Liquid Natural Gas” (LNG) I KFX eksisterer det allerede en modell for spredning og avdampning av dammer av brennbare væsker, for eksempel olje. LNG vil til en viss grad ha en tilsvarende oppførsel som olje, men det vil være følgende typiske forskjeller:

• LNG vil spontanfordampe i kontakt med omgivelsene • Damp fra LNG vil være kald og dermed tung og krype langs terrenget, slik at

varmeovergang fra omgivelsene vil være viktig for dynamikken til gasskyen. Rammeverket for dette ligger i KFX, men for bedre å kunne predikere gasspredning og brann fra LNG lekkasjer, må effekter som skissert ovenfor tas hensyn til og relevante modeller implementeres.

11.5.4 Kompressibel modell Brann foregår i de aller fleste tilfeller ved atmosfærisk trykk og hvor trykkforskjellene i beregningsområdet er små. Dermed kan man bruke en inkompressibel modell ved brannsimuleringer, noe som gjør at beregningene ikke trenger å bli så tidkrevende. I mange tilfeller vil imidlertid brann oppstå etter en eksplosjon. Hvis man skal ta hensyn til overgangen mellom eksplosjon og brann, må det også tas hensyn til de kompressible effektene som oppstår. Kompressible effekter er også viktige når man skal simulere lekkasjer fra høye baktrykk som i høytrykks prosessutstyr. En kompressibel modell eksisterer i KFX, men det er behov for å videreutvikle den, for å kunne benyttes i situasjoner som skissert over.

11.5.5 Effektivisering av beregningsmetoder Beregningsmetoder bør til enhver tid effektiviseres i forhold til den datateknologi som er tilgjengelig, og innen følgende områder er det behov for videreutvikling:

• Parallellisering av kode (metoder for å kunne benytte seg av flere prosessorer samtidig). • Multiblokkmetoder (metoder for å kunne kombinere fine og grove grid i en beregning, der

det er behov for henholdsvis nøyaktige og grove beregninger). • Multigridmetoder (løsningsteknikk for partielle differensialligninger og som akselererer

beregningene, spesielt i tilfeller med mange gridpunkt).

114

REFERANSER

Amdahl, J. og Eberg, E.: An Experimental and Numerical Investigation of Steel and Aluminum Columns at Elevated Temperature, SINTEF rapport nr. STF92089, SINTEF Konstruksjons-teknikk, Trondheim oktober 1992.

API RP521: Guide for pressure relieving and depressurizing systems, American Petroleum Industry: Guidelines for the Design and Protection of Pressure Systems to Withstand Severe Fires, The institute of Petroleum, London, 2002

Aune, P., Wighus, R., Drangsholt, G. og Stensaas, J.P.: Fine water spray for fire extinguishing. Phase II, turbin hood. Technical report., Sintef-rapport STF25 A94037, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1994.

Aune, Petter, Wighus, Ragnar: Oxygen Concentration and Temperatures in Water Mist Protected Enclosures. International Water Mist Association Conference 2001, Wien, 2001.

Babrauskas V., Krasny J. : Fire Behavior of Upholstered Furniture. NBS Monograph 173. 1985

Berge, G., Wighus, R.: Dokumentasjon av kombinerte branner, Sintef rapport NBL A01110, Norges branntekniske laboratorium as, Trondheim 2001.

Berge, G. og Brandt Ø.: Brannlast for (prosess)utstyr, SINTEF-rapport nr. NBL F03111, Norges branntekniske laboratorium as, Trondheim 2003

Berge, G.: Brilliant, Petrell as, Trondheim 2003

Berge, G.: VessFire, Brukermanual, Petrell as, Trondheim 2003

Berge, G. og Brandt Ø.: Analyse av brannlast, SINTEF-rapport nr. NBL F04108, Norges brann-tekniske laboratorium as, Trondheim 2003-12-30

Berge, G: Ny kunnskap offshore, e-post av 02.02.2005.

Bowes, P.C., Langford, B.: Spontaneous Ignition of Oil-Soaked Lagging, Chemical and Process Engineering, Mai 1968

Britton, L.G.: Spontaneous Fires in Insulation, Plant/Operation Progress, Vol. 10, No. 1, januar 1991.

CFAST Guidance Report, National Institute of Standards and Technology, US Department of Commerce, Maryland, USA, 2003

Chamberlain, G. A., Persaud, M. A. (Shell Research Thornton, UK), Wighus, R. and Drangsholt, G. (SINTEF Norwegian Fire Research Laboratory): BLAST AND FIRE ENGINEERING FOR TOPSIDE STRUCTURES, Test Programme F3, Confined Jet and Pool Fires. FINAL REPORT. SINTEF report STF25 F95028, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1997.

Cowley, L.T. and Johnson, A.D.: BLAST AND FIRE ENGINEERING FOR TOPSIDE STRUC-TURES. FIRE LOADING SERIES. FL1. Oil and gas fires: characteristics and impact. Shell Research Ltd, Thornton Research Centre, Chester UK 1991.

Cowley, L.T.: BLAST AND FIRE ENGINEERING FOR TOPSIDE STRUCTURES. FIRE LOADING SERIES. FL2. Behaviour of oil and gas fires in the presence of confinement and obstacles. Shell Research Ltd, Thornton Research Centre, Chester UK 1991.

Dlugogorski, B.Z., Hickens, R.H., Kennedy, E.M., Bozzelli, J.W.: Water Vapour as an Inerting Agent. Halon Options Technical Working Conference, 6-8 May 1997, Albuquerque, New Mexico, USA.

DOE: The CFAST Computer Code, Application Guidance for DOE, Interim report, Office of Environment, Safety and Helath, Washington DC, september 2003.

115

Drangsholt, G., Tronstad, G., Wighus, R., Lønvik, . L.E. and Nygård, K.: BLAST AND FIRE ENGINEERING FOR TOPSIDE STRUCTURES, Test Programme F3, Confined Jet and Pool Fires. Technical report for test JF8. SINTEF report STF25 F95016, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1996.

Evans, D., Pfenning, D.: Water spray suppress gas-well blow-out fires. Oil and Gas Journal April 29, 1985.

FSD: TCD 5.0 User’s Manual, Fire Safety Design AB, 07.08.2002.

Guénette, C., Opstad, K., Lewis, A.: Fire on the Sea Surface - Phase III: Ignitability and Sustain-ability - Threshold Ignition Sources; SINTEF Report No. STF84 F97604, Trondheim Norway 1997.

Hansen A.S.: Brannprøving av lugarinnredning – Konklusjonsrapport, Norges branntekniske laboratorium, SINTEF, rapport nr. STF25 F92022, juni 1992.

Hansen-2, A.S.: Brannprøving av lugarinnredning, Norges branntekniske laboratorium, SINTEF, rapport nr. STF25 F92021, juni 1992.

Hansen, A.S.: Behov for videre utvikling innenfor bruk av materialer, e-post av 10.02.2005.

Health and Safety Executive: Jet-Fire Resistance Test of Passive Fire Protection Materials, report no. OTI 95 634, ISBN 0-7176-1166-3, 1996.

Hekkelstrand , B. og Skulstad, P.: Guideline for Protection of Pressurized Systems Exposed to Fire, Scandpower AS, Mai 2002.

Holen: Kameleon II Fire E-3D – A Field Model for Enclosed Pool Fires, SINTEF-rapport nr. STF15 F90010, SINTEF Applied Thermodynamics, Trondheim, 1990.

ITM (Institutt för Tillämpad Matematikk) i Stockholm i nært samarbeid med Institutt för Installa-sjonsteknikk ved den Kungliga tekniske Hõgskolan (KTH), 1993.

Jensen, L.: Spridning av rök och brandgasser i ventilasjonssystem, Lunds tekniska högskola, Institut för bygnadskonstrulsjonslära, januar 1993.

Kokkala, M.: Extinguishment of liquid fires with sprinklers and water sprays – analysis of the test results. VTT Technical research Centre of Finland, Report 696, 1990.

Lilleheie, N.I., Evanger, T., Vembe, B.E., Grimsmo, Magnussen, B.F. (ComputIT), Braseth, A. (Statoil): Advanced Computation of an Accidental Fire in the Åsgard B Flare System, a Means to Minimize Platform Shutdown and Economic Losses, ComputIT, Trondheim, 2003.

Lilleheie, N.I.: F&U KFX, e-post av 10.02.2002.

Lindner, H., Seibrig, H.: Self-Ignition of Organic Substances in Lagging Material, Chemie-Ing.-Techn. Vol. 39, nr. 11 (på tysk), 1967

Magnussen, B.F.: Kameleon II: A Transient, 3-dimensional Computer Program for Fluid Flow, Heat and Mass Transfer, Norwegian Institute of Technology, Division of Thermodynamics, Trondheim 1991

Magnussen, B.F.: Kameleon FireEX, ComputIT, Trondheim,1999

Meland, Ø., Mathisen, H.M: Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld. Del 1: Bolig-kvarteret., SINTEF-rapport STF25 F91005, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1991.

Meland, Ø., Mathisen, H.M: Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld. Del 1: Bolig-kvarter. SINTEF-rapport STF25 A93031, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1993.

116

Meland,Ø., Mathisen, H.M., Wighus, R., Kolsaker, K., Lintorp, S.: Aktiv og passiv brannsikring relatert til brannspjeld. Del 2 utstyrsskaft, SINTEF-rapport STF25 F93013, Norges branntekniske laboratorium Trondheim 1993.

NIST: Internettadresse for nedlasting av CFAST: http://fast.nist.gov/, 2004.

Norsok-standard ”Teknisk sikkerhet” S-001, rev. 3, vedlegg G (Brannbeskyttelse av trykk-beholdere og prosessrør), januar 2000

Norwegian Petroleum Directorate: Jet-Fire Resistance Test of Passive Fire Protection Materials, report no. 048270, ISBN 82-7257-516-7, Stavanger 1982.

NS-EN ISO 13702 ”Petroleum- og naturgassindustri – Kontroll og reduksjon av brann og eksplo-sjoner på produksjonsinstallasjoner til havs – Krav og retningslinjer” (ISO 13702:1999), Norsk Standardiseringsforbund 1999.

NS-EN 1363-1: Prøvning av brannmotstand, Norsk Standardiseringsforbund 1999, November 1999.

NT Fire 032. Upholstered Furniture: Burning Behaviour - Full Scale Test. Approved 1987-02. Nordtest, Finland 1987.

NT Fire 043. Large, Free-hanging Curtain and Drapery Textiles: Heat Release, Fire Spread and Smoke Production - Full Scale Test. Approved 1989-09. Nordtest, Finland 1987.

Opstad, K., Wighus, R. Holen, J., Hekkelstrand, B. og Stensaas, J.P: Modelling of hydrocarbon fires offshore. Final report. STF25 A91029. Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1991.

Opstad, K., Aune, P., Vembe, B.E., Johansen, Ø., Bugge, M.: Fire on the Sea Surface – Phase IV, Ignitability and Sustainability – Real-Scale Behaviour, SINTEF report STF25 F98828, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1998.

Opstad, K., Guénette, C.: Fire on the Sea Surface, Ignitability and Sustainability under various Environmental Conditions. Paper at IAFSS Sixth International Symposium on Fire Safety Science in Poitiers, France, 1999.

Overå, S.J., Stange, E. and Salater, P.: Determination of temperatures and flare rates during depressurization and fire, Norsk Hydro, 15. mars 1993.

Peacock, R.D.: CFAST, the Consolidated Modell of Fire Growth and Smoke Transport, National Institute of Standards and Technology, US Department of Commerce, Maryland, USA 1999.

Persaud, M. A., Wighus, R.: BLAST AND FIRE ENGINEERING FOR TOPSIDE STRUCTURES, Test Programme F3, Confined Jet and Pool Fires. Interpretation report. Shell Research and Technology centre, Thornton, UK, 1997.

Peterson, O. og Ödeen, K.: Brandteknisk dimensjonering – Principer, underlag, exempel, Liber forlag, ISBN 91-38-04113-8, 1991

S-001: NORSOK Standard “Technical Safety, S-001, Rev. 3, Jan. 2000, Norwegian Technology Stabdard Institution, Postboks 7072 Majorstua, Oslo, Norway.

Selby, C. and Burgan, B. A.: BLAST AND FIRE ENGINEERING FOR TOPSIDE STRUCTURES. Phase 2. Final Summary Report. The Steel Construction Institute, SCI Publication Number 253, Ascot, Berkshire, UK, ISBN 1 85942 078 8, 1998.

Shirvill, L.C., White, G.: Effectiveness of deluge systems in protecting plant and equipment impacted by high-velocity natural gas jet fires. Journal of Hazardous Materials (Special issue) – privat kommunikasjon med Wighus ved Norges branntekniske laboratorium, 1991.

117

Shirvill, L.C. and Wighus, R.: A Test Method for Jet Fire Exposure. 7th International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries, Taormina, Italy, May 4-8, 1992.

Stensaas, J.P.: Toxicity, visibility and heat stresses of fire effluents- human tenability limits, SINTEF-rapport STF25 A91022, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1991.

Stensaas, J.P. Lønvik, L.E. Software User’s Guide for FIREX N2.0, Program System for the Prediction of fire Hazard for Offshore and Onshore Applications, SINTEF rapport nr. STF25 A93024, Norges branntekniske laboratorium, mai 1993.

Stensaas, J.P. og Baade, S.: Alternativer til brannslokkeanlegg med halon – En veiledning, SINTEF-rapport STF25 A93049, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim, 1993.

Stensaas, J.P.: En vurdering av behovet for brannspjeld i ventilasjonskanaler som passerer brannskiller i 17 rom på Troll C-platt-formen, SINTEF-rapport STF25 A98831, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim, 1998.

Stensaas, J.P.: An evaluation of the cause of the fire in a trash container on the TCP2 Platform at the Frigg field, SINTEF-rapport nr. NBL F01126, Norges branntekniske laboratorium as, Trondheim 2001.

Stensaas, J.P.: An experimental study of spontaneous heating and ignition of Glycol contaminated Rockwool insulation, SINTEF-rapport nr. NBL F02116, Norges branntekniske laboratorium as, Trondheim 2002.

SUPER TEMPCALC: "User's Manual for TCD 3.0 with Tempcalc", Fire Safety Design, Lund, Sweden, December 1990.

T.A. Roberts, S. Medonos, L.C. Shirvill:: Review of the response of pressurized process vessels and equipment to fire attack, Report for Health & Safety Executive, UK 2000.

TASEF-2: "TASEF Ver. 3.0 User's Manual", Swedish National Testing Institute, Borås, Sweden, February 1988.

Tronstad, G., Drangsholt, G., Lønvik, L.E. og Nygård, K.: Blast and Fire Engineering for topside Structures. Main Report. STF25 F95028, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1995.

Wighus, R.: Active fire protection - Extinguishment of enclosed gas fires with water sprays, SINTEF-rapport STF25 F90016, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1990.

Wighus, R.: Extinguishment of enclosed gas fires with water sprays, SINTEF-rapport STF25 A91028, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1991.

Wighus, R.: Production of Soot and Toxic Gases in Enclosed Hydrocarbon Fires, SINTEF-rapport STF25 A91006, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim Februar 1991.

Wighus, R., Meland, Ø., Vembe, B: Smoke Hazard in Offshore Platform Fires, SINTEF-rapport nr STF25 A91007, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim mai 1991

Wighus, R og Drangsholt, G.: Impinging Jet Fire Experiments - Propane 14 MW Laboratory Tests, SINTEF-rapport nr. STF25 A92026, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1992.

Wighus, R.: Extinguishment of enclosed gas fires with water sprays, SINTEF-rapport STF25 A92051, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1992.

Wighus, R.: Fires on offshore process installations. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, Vol 7, Number 4, 1994.

Wighus, R., Aune, P., Drangsholt, G. and Stensaas, J.P.: Full Scale Water Mist Experiments. PROCEEDINGS OF THE INTERNATIONAL CONFERENCE ON WATER MIST FIRE

118

SUPPRESSION SYSTEMS, Borås, Sweden, November 4-5, 1993. Swedish National Testing and Research Institute, Brandteknik, SP Report No. 1994:03.

Wighus, R. og Aune, P.: Engineering Relations for water mist fire suppression systems, SINTEF-rapport STF25 A95042. Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1995,

Wighus, R., Drangsholt, G., Nygård, K., Tronstad, G. and Stensaas, J. P.: Fire on the Sea Surface: Technical report for the Svalbard Winter Experiments in April-May 1994. SINTEF report STF25 F94030, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1995a.

Wighus, R., Lønvik, L. E, Nygård, K.: Fire on the Sea Surface: Technical report for the Svalbard Summer Experiments in September-October 1994. SINTEF report STF25 F94035, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1995b.

Wighus, R., Lønvik, L. E: Fire on the Sea Surface – Experiments at Svalbard 1994. Summary report of the Winter and Summer Experiments. SINTEF report STF25 F95037, Trondheim 1995c.

Wighus, R., Lønvik, L. E., Drangsholt, G.: Thermal load from crude oil spill fires on the sea surface. SINTEF report STF25 F95063, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1996.

Wighus, R., Guénette, C.: Fire on the Sea Surface – Hazard Assessment. SINTEF report STF25 F95064, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1996.

Wighus, R.: Anvendelse av vanntåke til brannbekjempelse, Sintef-rapport STF84 A97630, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim, 1997.

Wighus, R.: En empirisk modell for slokking av innelukkede branner med vanntåke, Sintef-rapport STF22 A98848, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim, 1998.

Wighus, Ragnar: An Empirical Model for Extinguishment of Enclosed Fires with Water Mist. Halon Options Technical Working Conference in Albuquerque, New Mexico, USA, 12-14 May 1998.

Wighus, R.: Mathematical correlations for fire suppression and extinguishment, SINTEF rapport STF22 F99845, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 1999 (Utkast).

Wighus, R, Aune, P: Extinguishment Limits of Enclosed Fires with Water Mist as the Fire Suppressant. IAFSS Sixth International Symposium on Fire Safety Science in Poitiers, France. Poster. Conference Proceedings, p. 1201, 1999.

Wighus, R.: Vanntåke slokketeknologi – status 2000, SINTEF-rapport STF22 A00852, Norges branntekniske laboratorium, Trondheim 2000.

Wighus, R.: Water mist fire suppression technology – status and gaps in knowledge. Innlegg ved International Water Mist Association Conference, Wien 2001.

Wighus, Ragnar, Brandt, Are W.: WATMIST - a one-zone model for water mist fire suppression. Halon Options Technical Working Conference 24-26 april 2001 in Albuquerque, New Mexico, USA, 2001.

Wighus, Ragnar, Eriksen, Jan Øystein, Drangsholt, Geir: Water Mist versus AFFF Protection of Aircraft Hangars - Full Scale Tests. AETWC 2001 - AFFF and the Environment Technical Working Conference, Panama City, Florida, USA, 2001.

Wighus, Ragnar, Eriksen, Jan Øystein, Drangsholt, Geir: Water Mist Protection of Aircraft Hangars - Full Scale Tests. CCACS Water Mist Fire Suppression Workshop, Colorado, USA, 2001.

Wighus, R.: VANNTÅKE – gammel teknologi i ny drakt. Branningeniørdagene, Oslo, 19.-20. november 2001.

119

Wighus, R., Aune, P., Brandt, A. W.: Water mist versus sprinklers and gas fire suppression systems – differences and similarities. Paper at International Water Mist Association Conference, Amsterdam, April 2002.

Wighus, R., Eriksen, J.Ø. og Drangsholt, G.: Water Mist Protection of Aircraft Hangars – Full Scale Tests, Paper på International Water Mist Association Conference, Amsterdam, april 2002.

Wighus, R.: Delugesystemer: Virkning i brannsituasjoner offshore, NIF-kurs Brann og eksplo-sjonssikring offshore, Storefjell mars 2002.

Wighus, R.: Samtale med Wighus 2002b.