Tecnica DeNOX luglio - agosto 2014 LA TERMOTECNICA di R. Lauri 45 Applicazione agli impianti DeNOX di un modello per la stima della sovrapressione derivante dall’esplosione di una nube di vapori di ammoniaca Negli impianti DeNOX ingenti quantitativi di NH3 sono impiegati per ridurre le emissioni di NOX. Il presente lavoro descrive un metodo predittivo, che consente di stimare la sovrappressione generata dall’esplosione di una nube di vapori ammoniacali (viene ipotizzato un accidentale rilascio di soluzione ammoniacale). Questo metodo richiede la conoscenza della massima velocità della fiamma, che dipende dagli effetti combinati del confinamento, della reattività del combustibile e del grado di congestione dell’area considerata. DeNOX PLANTS: AN ESTIMATION METHOD OF THE OVERPRESSURE GENERATED BY AN AMMONIA VAPOR CLOUD EXPLOSION In DeNOX plants large amounts of ammonia are used to reduce NOX emissions. The paper describes a prediction method, which allows to estimate the blast overpressure, that is generated by an ammonia vapor cloud explosion (an accidental release of aqueous ammonia is supposed). This method requires the maximum flame speed, which depends on the combined effects of confinement, fuel reactivity and area congestion. INTRODUZIONE Analizzando il quadro del parco termoelettrico italiano si evince che le centrali a vapore hanno, ancora oggi, la leadership sia dal punto di vista numerico sia da quello della potenza efficiente netta prodotta. In questi impianti il rispetto dei limiti vigenti per le emissioni in atmosfera degli NOX è ottenibile solamente sfruttando l’azione combinata degli interventi primari di denitrificazione e del processo di riduzione catalitica selettiva, attuato dalle unità DeNOX mediante l’iniezione di ammoniaca nella corrente dei gas combusti. La presenza di serbatoi di stoccaggio della soluzione ammoniacale e di condotte preposte alla sua movimentazione (operazione di trasferimento della soluzione alla stazione di vaporizzazione) può determinare eventuali rilasci all’interno o all’esterno del bacino di contenimento. Nel presente lavoro viene applicato un modello predittivo per la stima della sovrappressione, generata dall’esplosione di una nube di NH3 (l’evento incidentale ipotizzato è classificato come UVCE, Unconfined Vapor Cloud Explosion), originatasi da una pozza nel bacino, racchiudente i serbatoi di stoccaggio e che deriva da una perdita (ad esempio da tubazioni, da flange di connessione o da valvole di regolazione). La sicurezza di tali depositi riveste particolare importanza soprattutto in relazione a eventi incidentali causati dalla formazione di nubi di vapori ammoniacali, che possono costituire una minaccia per la salute degli operatori a causa della loro tossicità e infiammabilità (esplosione). Con la definizione “esplosioni di gas e polveri” si intendono i fenomeni, che coinvolgono, nel meccanismo di rilascio dell’energia, una reazione chimica di combustione. Rientrano in questa categoria le esplosioni di nubi non confinate (UVCE). La sovrappressione è il principale parametro, su cui si focalizza l’attenzione per valutare i danni alle persone o alle strutture. È importante sottolineare che le maggiori ripercussioni, nel caso di esplosioni accidentali, non sono solamente dovute all’effetto diretto dell’onda di pressione, ma anche a cause indirette da essa indotte. DESCRIZIONE DEL MODELLO DI BAKER-STREHLOW Il metodo applicato per valutare le conseguenze di una UVCE è quello di Baker-Strehlow, che riprende l’idea di Wiekema di utilizzare una reattività dei composti, combinandola con l’approccio del metodo Multi-Energy, che considera la deflagrazione solo di quella parte di nube presente in zone congestionate dell’impianto, per definire la velocità caratteristica della deflagrazione e quindi un diagramma di sovrappressione in funzione della distanza (parametrizzato sulla massima velocità raggiunta del fronte di fiamma nel corso della deflagrazione). L’accuratezza del modello si basa sulla scelta della curva più opportuna, individuata dall’identificazione di: 1) reattività del composto (NH3); 2) modalità di propagazione della fiamma (1-D, 2-D, 3-D); 3) grado di congestione dell’area considerata. Il metodo definisce l’ammoniaca, come una sostanza avente bassa reattività. Per quanto concerne l’espansione del fronte di fiamma, il modello considera le seguenti tipologie di propagazione: -- monodimensionale; -- bidimensionale; -- tridimensionale. Affinché l’esplosione della nube generi una sovrappressione significativa è necessario che la fiamma acceleri. Per far avvenire ciò, è basilare da un lato che vi siano degli ostacoli (grado di congestione) per aumentare la turbolenza nei gas/vapori incombusti e dall’altro che la massa aeriforme si estenda su un’area sufficientemente grande da consentire ai meccanismi di accelerazione del fronte di fiamma di diventare efficaci. La congestione dell’area esaminata è generalmente di difficile valutazione a causa della complessità delle configurazioni impiantistiche, che richiedono approfondite ispezioni, ma riveste un ruolo primario ai fini dell’entità della pressione di picco. Il modello di Baker-Strehlow fornisce efficaci strumenti per individuare il livello di Dott. Ing. Roberto Lauri - INAIL Settore Ricerca, Verifica e Certificazione, Dipartimento Installazioni di Produzione e Insediamenti Antropici (DIPIA) Tecnica 46 DeNOX luglio - agosto 2014 LA TERMOTECNICA congestione della zona di interesse, il quale viene definito dal rapporto (obstacle blockage ratio) tra il volume degli ostacoli e il volume totale della zona congestionata. Si ha un grado di congestione alto quando tale rapporto è maggiore del 40%, medio quando è compreso tra il 10% e il 40% e basso quando è inferiore al 10%. Una volta definiti la reattività del composto, la propagazione della fiamma e il grado di congestione dell’area esaminata è possibile individuare, attraverso la Tabella 1, la velocità massima del fronte di fiamma (Mf), espressa in numero di Mach (i valori maggiori di uno si riferiscono a detonazioni, invece l’acronimo DDT indica la fase di transizione, che caratterizza il passaggio dalla deflagrazione alla detonazione). FIGURA 1 - Diagramma pressione scalata/distanza scalata TABELLA 1 - Velocità di fiamma in termini di numero di Mach (Metodo di Baker-Strehlow) Noto Mf è possibile individuare la curva di scoppio (blast-curve), luogo dei punti aventi la stessa velocità (Figura 1). Il passo successivo è rappresentato dal calcolo del termine E, indicante l’energia di combustione (J) rilasciata dalla nube: E = 2 ⋅ η ⋅ n ⋅ PM NH 3 ⋅ H INF ( NH 3 ) (1) In cui: -- h = moli NH3/(moli NH3 + moli di aria); -- n indica il numero di moli di ammoniaca presenti nella nube; -- PMNH rappresenta il peso molecolare dell’ammoniaca (17 kg/kmol); 3 -- HINF(NH ) è il potere calorifico inferiore dell’ammoniaca (J/kg). 3 Il fattore moltiplicativo due viene introdotto nell’equazione 1 per considerare l’effetto di riflessione dell’onda di scoppio da parte del bacino (carica superficiale). Il parametro E viene utilizzato per calcolare la distanza scalata (RSC), grandezza adimensionale, data dalla seguente espressione: RSC = R 1 (2) ⎛ E ⎞ 3 ⎜ ⎟ ⎝ patm ⎠ dove: -- R indica la distanza dal luogo in cui è avvenuta l’esplosione (m); -- patm indica la pressione atmosferica (atm). La definizione della velocità del fronte di fiamma (Mf) e della distanza scalata ci permette, utilizzando il diagramma riportato in Figura 1, di ricavare in ordinata la pressione scalata (pSC) e la conseguente sovrappressione (pp: pressione di picco) generata dall’esplosione della nube: p pSC = p (3) patm Dall’analisi della Tabella 1 e della Figura 1 si evince che ppicco (alta congestione) > ppicco (media congestione) > ppicco (bassa congestione). IMPIANTI DeNOX: IL CASO STUDIO ESAMINATO Lo scenario incidentale ipotizzato è costituito dalla formazione di una nube tossica e infiammabile di ammoniaca, dovuta all’evaporazione di una pozza, generata da un rilascio di soluzione ammoniacale (concentrazione di NH3 pari al 25% in peso) nel bacino di contenimento, racchiudente i serbatoi di stoccaggio, facenti parte di un’unità DeNO X, situata in Puglia. Il bacino presenta le seguenti proprietà: --temperatura della superficie (T b) = 20 °C; --conducibilità termica (cemento) k b = 0,92 W/m °C; --diffusività termica (cemento) α b = 4,16 . 10 -7 m 2/s. Le assunzioni per l’applicazione del modello proposto sono: --pozza di forma circolare con valore del raggio variabile e pari a 0,5 m, 1 m e 1,5 m. Questa assunzione discende dal fatto che la dimensione dello spandimento è nota solamente se il volume rilasciato è in grado di coprire l’intera superficie del bacino; --tempo trascorso dall’inizio del rilascio (t) = 600 s. Questo valore viene stimato sulla base dei tempi caratteristici dei sistemi di rilevazione della perdita (trasmissione del segnale di allarme) e di intervento per arrestare il rilascio e azionare gli eventuali dispositivi di sicurezza (ad esempio l’impianto, che immette schiuma nel bacino per coprire la pozza, inibendo l’evaporazione dell’ammoniaca); --irraggiamento solare medio giornaliero (q irr) = 481 W/m 2; --densità dell’ammoniaca gassosa (rNH3 = 0,72 kg/m3 a T = 20 °C); --potere calorifico inferiore (H INFNH ) = 20.225 .10 3 J/kg. 3 Il modello di Baker-Strehlow classifica l’ammoniaca come un composto a bassa reattività, mentre la propagazione del fronte di fiamma considerata è del tipo 3-D, considerando l’ambiente non confinato ed essendo la densità di NH3 inferiore a quella dell’aria. Per calcolare la distanza scalata (R SC) è necessario ricavare l’energia rilasciata dalla nube (E), che viene determinata dopo aver trovato i valori di η e di n. La determinazione di η si ricava dalla reazione di ossidazione dell’ammoniaca: 4 NH 3 + 5 O 2 + 18,8 N 2 → 4 NO + 6 H 2O + 18,8 N 2 (4) η= 4 = 0,144 4 + 23,8 (5) Tecnica DeNOX luglio - agosto 2014 LA TERMOTECNICA Le moli (n) di NH 3 sono calcolabili mediante l’equazione di stato dei gas perfetti, dopo aver ricavato il volume della nube, che si genera in seguito all’evaporazione dell’ammoniaca dalla pozza: patm ⋅Vnube =n R⋅T (6) dove: --R è la costante universale dei gas = 8,31 J/mol .K; --T è la temperatura ambiente = 20 °C. Nel caso di liquidi molto volatili (l’ammoniaca rientra in quest’ambito), ossia con temperatura di ebollizione normale (T EBNH = -33 °C) 3 inferiore alla temperatura ambiente, la temperatura della pozza si mantiene costante e l’evaporazione è dovuta principalmente allo scambio termico con l’ambiente circostante. Inizialmente il flusso termico verso lo spandimento di soluzione ammoniacale proviene dal bacino, ma con il progressivo raffreddamento della superficie di contatto acquista maggiore importanza il contributo dell’irraggiamento solare. Il calcolo delle moli di ammoniaca è subordinato alla determinazione della portata massica evaporante per unità di superficie della pozza, ottenibile con la seguente equazione (il primo termine indica l’apporto termico della superficie del bacino, il secondo quello dell’irraggiamento (7) solare): in cui: --mNH rappresenta la portata massica di ammoniaca per unità di 3 superficie, che evapora dalla pozza (kg/s m 2); --q B indica il flusso termico trasmesso dal bacino alla pozza (W/ m 2); --T EBNH (temperatura di ebollizione dell’ammoniaca a pressione 3 atmosferica) = -33 °C; -- l(TebNH ) rappresenta il calore latente di vaporizzazione dell’am3 moniaca = 13,7.105 J/kg. Nota la grandezza m NH (resta invariata cambiando le dimensioni 3 dello spandimento e il livello di congestione), il volume della nube (m3) di vapori di NH 3 è dato dalla seguente espressione: TABELLA 2 - Risultati VnubeNH3 = mNH 3 ⋅ t ⋅ Apozza( NH 3 ) ρ NH3 37 47 (8) Dove per Apozza(NH ) si intende l’area della pozza occupata dall’am3 moniaca liquida (pari al 25% dell’area complessiva dello spandimento), poiché la superficie rimanente è costituita da acqua. RISULTATI La sovrappressione generata dall’esplosione della nube è stata valutata a 10, 15, 20, 25, 30 e 35 metri dal luogo dell’innesco, considerando, per ogni valore del raggio della pozza (rpozza = 0,5, 1 e 1,5 m), i seguenti scenari: --grado di congestione dell’area alto; --grado di congestione dell’area medio; --grado di congestione dell’area basso. Si riportano in Tabella 2 i risultati dello studio condotto e in Figura 2 gli andamenti della sovrappressione al variare della distanza dal luogo dell’esplosione. Essendo p atm = 1 atm, la pressione scalata risulta coincidente con quella di picco (p SC=pp). L’analisi dello scenario relativo alla condizione di bassa congestione dell’area non è stato riportato in Figura 2, poiché i valori della sovrappressione, FIGURA 2 - Andamento della sovrappressione in funzione della distanza Tecnica 48 DeNOX compresi, nelle condizioni più gravose, tra 0,015 e 0,019 atm sono poco significativi dal punto di vista delle ripercussioni sulle strutture e sulle persone. Per definire quanto detto, si riportano in Tabella 3 gli effetti delle esplosioni in funzione della sovrappressione di picco. TABELLA 3 - Effetti delle esplosioni A parità di livello di congestione, l’incremento dello spandimento (maggiore diametro della pozza) determina un aumento del volume della nube di vapori ammoniacali (cresce il numero di moli di NH 3) e conseguentemente anche del parametro E (si veda l’equazione 1 in cui restano costanti η, PM NH e H INF(NH )). Ciò 3 3 si traduce in una diminuzione del valore della distanza scalata (si veda l’equazione 2) e quindi vengono intercettati (Figura 1), sulla curva di scoppio corrispondente al valore individuato di M f, punti aventi una maggiore pressione scalata (coincidente con la pressione di picco). CONCLUSIONI La condizione relativa a un grado alto di congestione presenta, nel range di distanze considerate, gli effetti più rilevanti, compresi da lievi danni alle strutture fino al loro collasso (valore di picco massimo pari a 0,22 atm nel caso di raggio della pozza di 1,5 m), invece lo scenario di media congestione ha un raggio di azione (l’intervallo di pressione è compreso tra 0,023 e 0,091 atm), che si spinge quasi al limite di riferimento relativo alla parziale demolizione degli edifici. Il modello di Baker-Strehlow, a differenza di altri introdotti per la modellizzazione delle esplosioni, consente di valutare gli effetti della congestione dell’area, che non sono trascurabili ai fini di una corretta valutazione della massima velocità della fiamma e possono risultare di difficile determinazione a causa della complessità impiantistica. Gli ostacoli, che si frappongono al passaggio del fronte di fiamma senza creare particolari impedimenti al suo transito, determinano un incremento della turbolenza, che si riflette sull’aumento della velocità di propagazione e quindi della pressione di picco. Nel processo di analisi del rischio di impianti industriali la valutazione delle conseguenze di incidenti derivanti da esplosioni costituisce uno degli aspetti meno coperti da procedure consolidate e affidabili. La prassi operativa prevede l’impiego di metodologie di calcolo semplificate (metodi predittivi) o l’utilizzo di formule semi-empiriche, ricavate dall’interpolazione dei risultati di un certo numero di prove sperimentali. A partire da un attento riesame della grande mole di dati sperimentali, che si hanno in letteratura, ove si è indagato l’effetto della densità luglio - agosto 2014 LA TERMOTECNICA dell’ostacolo, della reattività del combustibile e del grado di confinamento della nube, si perviene a una scelta della velocità della fiamma e quindi della blast-curve (curva di scoppio) da utilizzarsi. La validità delle previsioni del modello si basa sull’accordo con tali dati, che viene ottenuto introducendo parametri modificabili nel metodo, il cui valore viene definito dal confronto con le informazioni disponibili. Il vantaggio del metodo Baker-Strehlow risiede nella scelta oggettiva della curva di scoppio (riducendo fortemente il margine di incertezza presente in altri metodi), che gli utilizzatori possono fare partendo da considerazioni di carattere sperimentale sulla velocità della fiamma. Questi modelli predittivi, e in particolare quello applicato, hanno il vantaggio di fornire in modo celere una stima ragionevole delle sovrappressioni provocate dall’evento esplosivo, soprattutto per punti relativamente vicini al luogo dell’innesco. Per entrare più nel dettaglio dei fenomeni esplosivi si deve ricorrere a calcolatori e metodi numerici, che consentano di affrontare il problema della risoluzione diretta delle equazioni di Navier-Stokes per flussi turbolenti reattivi in geometrie complesse, nell’ambito della fluidodinamica computazionale (CFD, Computational Fluid Dynamics). I modelli CFD hanno, però, nella rappresentazione dell’interazione tra turbolenza e reazioni di combustione la principale difficoltà. Questo settore di ricerca è ancora in fase evolutiva per cercare di migliorare il livello di accuratezza raggiungibile. BIBLIOGRAFIA 1. Center for Chemical Process Safety “Guidelines for vapor cloud explosion, pressure vessel burst, bleve and flash fire hazards”, Ed. John Wiley & Sons, 2010 2. R. Lauri “Misure di sicurezza per lo stoccaggio della soluzione ammoniacale negli impianti DeNOX”, La Termotecnica - marzo 2014; 3. Q.A. Baker, D.M. Doolittle, G.A. Fitzgerald, M.J. Tang “Recent development in the Baker-Strehlow VCE analysis methodology”, 31st Loss Prevention Symposium, American Institute of Chemical Engineers, 1997 4. W.P.M. Mercx “Development in vapor cloud explosion blast modeling”, Journal of Hazardous Materials, pagg. 301 - 319, 2000 5. A.J. Pierorazio, J.K. Thomas, Q.A. Baker, D.E. Ketchum “An update to the Baker-Strehlow-Tang vapor cloud explosion prediction methodology flame speed table”, 38th Annual Loss Prevention Symposium, Aiche Spring National Meeting, 2004 6. J.K. Thomas, A.J. Pierorazio, M. Goodrich, M. Kolbe, Q.A. Baker, D.E. Ketchum “Deflagration to detonation transition in UVCE”, Center for Chemical Process Safety 18th Annual International Conference & Workshop, Scottsdale, 23 - 25 settembre 2003 7. J. Puttock “Developments for the congestion assessment method for the prediction of vapor cloud explosions”, 10th International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries, Stoccolma, giugno 2001 8. E. Cogliani, S. Petrarca, F. Spinelli “La radiazione solare globale al suolo in Italia”, Ed. ENEA, 2000 9. B. Mazzarotta, Dispense del Corso “Rischio Incendi ed Emissioni”, Anno Accademico 2006/2007
© Copyright 2024 Paperzz
