Note de diffusion BRTICP/2008-638/OA du 23/12/08 relative à la modélisation des effets liés au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique à toit fixe de liquides inflammables.

PJ :
- Note de présentation du modèle d'évaluation des effets thermiques liés au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique à toit fixe de liquides inflammables pris dans un incendie extérieur (UFIP)
- Note d'accompagnement fixant quelques limites d'utilisation du modèle (Ministère du Développement Durable)

Le directeur général de la prévention des risques
à
Mmes et MM les Directeurs régionaux de l'industrie, de la recherche et de l'environnement
Monsieur le chef du Service technique interdépartemental d'inspection des installations classées

La loi du 30 juillet 2003 relative à la prévention des risques technologiques et naturels et à la réparation des dommages et ses textes d'application ont introduit une nouvelle méthodologie d'évaluation des risques dans les études de dangers. Les sites industriels où sont stockés des liquides inflammables (dépôts, raffineries…) présentent un certain nombre de similarités vis-à-vis des phénomènes dangereux susceptibles de s'y produire. Ainsi, ces similarités ont conduit à la publication de fiches méthodologiques et de circulaires permettant de fixer des règles et bonnes pratiques pour la rédaction et l'instruction de ces études.

Par circulaire du 23 juillet 2007, je vous ai fait part d'un autre type de phénomène dangereux que ceux traités dans mes circulaires précédentes et qui se caractérise " par une montée en pression relativement lente, du fait de la vaporisation du produit contenu dans un réservoir pris dans un feu enveloppant. La pression atteinte par le gaz peut alors être importante et lorsque l'enveloppe du réservoir cède, une boule de feu liée à une vaporisation partielle instantanée et une inflammation des produits peut être générée ". Les connaissances scientifiques du moment n'ont cependant pas permis de caractériser la boule de feu consécutive au phénomène de pressurisation de bac tel qu'il est décrit précédemment.

A l'automne 2008, la profession pétrolière a proposé un éclairage technique et méthodologique sur l'évaluation des effets thermiques de cette boule de feu.

Afin d'examiner ces réflexions nouvelles, il a été créé un groupe de travail national spécifique regroupant des représentants de la profession, des experts et des représentants de l'inspection des installations classées. Les travaux émanant de ce groupe ont permis d'aboutir à un modèle permettant d'évaluer de manière acceptable les distances d'effets thermiques inhérentes à ce phénomène au regard des exigences de ma circulaire du 23 juillet 2007.

L'approche scientifique retenue dans le cadre de son élaboration fait l'objet d'une note technique de la profession (cf. pièce jointe) qui sera prochainement mise en ligne sur le site Internet http://www.ineris.fr/aida/. De plus, un outil de calcul (macro Excel), développé à cet effet, sera prochainement disponible via la plate-forme Primarisk accessible sur Internet à l'adresse suivante : http://www.ineris.fr/primarisk/.

Je considère que ce modèle peut désormais être utilisé par les exploitants dans le cadre de l'élaboration de leurs études de dangers.

Néanmoins, ces éléments étant très novateurs et à forts enjeux, il m'a paru nécessaire de les accompagner d'une note permettant de fixer certaines conditions à respecter pour utiliser le modèle dans son domaine de validation. Ce document, également fourni en pièce jointe, a pour principale vocation de servir de guide d'utilisation.

Enfin, je tiens à préciser que les documents joints ne revêtent aucun caractère réglementaire. Le modèle proposé constitue une approche alternative aux prescriptions fixées dans ma circulaire du 23 juillet 2007. En ce sens, les distances d'effets liées au phénomène de pressurisation de bac peuvent être évaluées par le biais des formules liées au Boil-over classique de mon instruction technique du 9 novembre 1989 ou de la note de l'INERIS du 7 octobre 2008 s'inscrivant dans le cadre de la révision du rapport W13 de mars 2003.

Le directeur général de la prévention des risques,
délégué aux risques majeurs signé
Laurent Michel

Destinataires en copie :

• Monsieur le directeur technique de l'Union française des industries pétrolières.
• Monsieur le directeur du département technique de l'Union des industries chimiques.

Note relative à l'évaluation des effets thermiques liés au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique à toit fixe de liquides inflammables pris dans un incendie extérieur

  Cette note a pour objectif de proposer une approche simple, raisonnablement majorante et reproductible permettant de modéliser le développement d'une boule de feu consécutive au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique tel qu'il est décrit dans la circulaire du 3 juillet 2007 [2], ainsi que les effets thermiques associés.

Plus précisément, ce document détaille les hypothèses de modélisation retenues pour déterminer les effets thermiques générés par la boule de feu associée au phénomène considéré. Le choix de chaque hypothèse de calcul présentée est clairement argumenté, en cohérence avec diverses données de la littérature scientifique, ainsi qu'avec les éventuels retours d'expérience et avis d'experts disponibles. En outre, les hypothèses de modélisation ont été formulées dans un souci constant de cohérence vis-à-vis des modèles ayant d'ores et déjà été proposés par le Groupe de Travail dédié aux Dépôts de Liquides Inflammables (GTDLI) pour d'autres phénomènes dangereux (boil-over en couche mince, boil-over " classique ", feu de nappe…).

1. Contexte

La circulaire du 23 juillet 2007 [2] introduit, dans le cas d'un bac atmosphérique pris dans les flammes d'un incendie, un phénomène dangereux qui n'était jusqu'à lors pas considéré dans les études de dangers remises à l'administration : il s'agit du phénomène de pressurisation, qui se caractérise " par une montée en pression relativement lente, du fait de la vaporisation du produit contenu dans un réservoir pris dans un feu enveloppant ".

Il est précisé que " la pression atteinte par le gaz peut alors être importante et lorsque l'enveloppe du réservoir cède, une boule de feu liée à une vaporisation partielle instantanée et une inflammation des produits peut être générée. A défaut de disposer d'investigations plus poussées pour caractériser cette boule de feu, elle peut être considérée comme assez similaire au boil-over classique tel qu'il apparaît dans l'instruction technique du 9 novembre 1989 ".

L'objectif de la présente note est donc de décrire une approche permettant d'évaluer les effets thermiques associés au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique, et assise sur des hypothèses dont la pertinence est démontrée et justifiée, comme la circulaire du 23 juillet 2007 [2] le permet.

Il important de souligner qu'un sous-groupe de travail a été créé spécialement dans le cadre du Groupe de Travail dédié au Raffinage (GT Raffinage) pour aboutir à un tel modèle et que l'approche décrite dans cette note a fait l'objet d'un consensus dans le cadre de ce sous-groupe de travail dédié à la " Pressurisation de bac atmosphérique ".

2. Références

[1] Rapport " Oméga 13-Boilover ", INERIS, mars 2003

[2] Circulaire du 23 juillet 2007 " relative à l'évaluation des risques et des distances d'effets autour des dépôts de liquides inflammables et des dépôts de gaz inflammables liquéfiés ", MEEDDAT, juillet 2007

[3] Annexe technique de la circulaire du 23 juillet 2007 " Les boil over et autres phénomènes générant des boules de feu concernant les bacs des dépôts de liquides inflammables ", GTDLI, juin 2007

[4] Guide bleu de l'UFIP " Guide méthodologique UFIP pour la réalisation des Etudes de Dangers en raffineries, stockages et dépôts de produits liquides et liquéfiés ", UFIP, juillet 2002

[5] Rapport " Guidelines for evaluating the characteristics of vapour cloud explosion, flash fire and BLEVE ", CCPS (Center of Chemical Process Safety), 1994

[6] Publication d'Hasegawa & Sato " Study on the fireball following steam explosion of npentane", K. Hasegawa and K. Sato, (1977)

3. Réserves quant à l'approche " par défaut " de la circulaire

La référence au phénomène de boil-over en général, et aux formules qui lui sont associées dans l'instruction technique du 9 novembre 1989 en particulier, est inadéquate et trop majorante pour plusieurs raisons.

Tout d'abord, les formules de l'IT89 permettant d'évaluer les effets thermiques du boil-over sont issues de travaux portant sur des phénomènes de combustion riche en phase liquide, qui sont à distinguer d'un feu de gaz tel que décrit dans la circulaire, ce type de combustion étant plus à rapprocher d'un phénomène de feu de nuage ou flash-fire.

Par ailleurs, les formules de l'IT89 avaient essentiellement vocation à définir des distances de sécurité dans un objectif de maîtrise de l'urbanisation, plus que de décrire finement les phénomènes physiques observés. On notera en particulier que l'INERIS, dans son rapport " Oméga 13 - Boil-over " [1] a écrit : " La comparaison des deux modèles effectuée dans le cadre de l'étude référencée INERIS-DRA-Ymo/Ymo-01-28639 largement évoquée dans le présent document, montre que de toute évidence, les formules de l'IT 89 ne sont pas appropriées pour rendre compte de la nature et des propriétés des différents produits stockés ". Il semble ainsi peu évident se référer à des formules, dont la pertinence à décrire la boule de feu associée au phénomène de boil-over est remise en cause, pour évaluer les effets thermiques associés au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique.

Enfin, le phénomène de boil-over implique une masse participante beaucoup plus importante, puisque celle-ci se trouve en phase liquide au moment du déclenchement de " l'effet piston ", que le phénomène de pressurisation décrit dans la circulaire [2], qui n'implique que le ciel gazeux et une très faible fraction de la masse liquide présente dans le bac considéré. En effet, les pressions de rupture envisagées pour la séquence accidentelle retenue (quelques dizaines de millibar (g)) ne sont pas suffisantes pour générer une vaporisation instantanée significative. Ainsi, l'hypothèse de la masse participante liée à l'utilisation des formules de l'IT89 (10% de la masse totale de liquide), n'est pas cohérente avec le phénomène de pressurisation tel qu'il est décrit dans la circulaire du 23 juillet 2007 [2]. On peut aussi noter que la masse de produit participant à la boule de feu est pratiquement indépendante de la quantité de liquide totale présente dans le réservoir. En effet seul le gaz et une couche de liquide de faible épaisseur sont concernés par ce phénomène.

En somme, le recours à une autre approche que celle proposée par défaut dans la circulaire du 23 juillet 2007 [2] est nécessaire si l'on souhaite décrire de façon plus réaliste le phénomène de pressurisation de bac atmosphérique.

4. Données d'entrée

Les données d'entrée retenues pour la modélisation sont les suivantes :
- Produit considéré
- Données relatives au stockage : diamètre, hauteur, pression de rupture considérée
- Données météorologiques : température ambiante et humidité relative

4.1. Produit considéré et assimilation à un corps pur

Les produits considérés dans le cas du phénomène de pressurisation de bac atmosphérique sont d'origines diverses : coupes pétrolières, alcools, produits chimiques…

Un des points clés de la modélisation du phénomène réside en la détermination pertinente de la fraction de liquide vaporisée au moment de l'ouverture du bac. Cette quantité de liquide flashée dépend plus particulièrement de la température au moment de la rupture, elle-même liée à la valeur de la pression de rupture considérée, ainsi qu'aux propriétés physicochimiques du produit, et notamment sa température d'ébullition.

On comprend ainsi que la caractérisation fine des propriétés physico-chimiques du produit considéré est une étape cruciale du calcul.

Dans le cas de coupes pétrolières et plus généralement de mélanges de produits, il est important de remarquer que ces mélanges ne présentent plus un " point " d'ébullition mais " un intervalle de distillation ". Ainsi, il est probable qu'à la température de rupture, seules les fractions les plus légères du mélange soient théoriquement en mesure de se vaporiser, les fractions plus lourdes étant en dessous de leur point d'ébullition.

C'est pourquoi, il semble pertinent de retenir une des coupes les plus légères représentant une fraction non négligeable de l'ensemble et susceptible de décrire les propriétés de la phase gazeuse de façon représentative au moment de la rupture.

Compte-tenu de la difficulté de traiter de façon globale chaque cas particulier, et de tenir compte des spécificités de chaque composant d'un mélange, il est proposé de recourir à des corps purs représentatifs de l'ensemble du mélange. De cette façon, on peut raisonnablement estimer que la considération d'un point d'ébullition représentatif des coupes les plus légères, et par suite d'un taux de flash correspondant au corps pur considéré, constitue une hypothèse raisonnablement conservatoire.

Dans le cas particulier des coupes pétrolières, il est proposé de considérer le n-Hexane (C6) comme représentatif des bases essences et l'Isododécane (C12) comme représentatif des bases distillats (gazole, FOD…).

Il peut naturellement être fait appel à d'autres corps purs pour décrire le comportement du produit considéré si cela s'avère pertinent, le choix de l'assimilation étant laissé à l'utilisateur.

4.2. Données relatives au stockage

4.2.1 Diamètre, hauteur

Ces paramètres sont aisément accessibles et sont par ailleurs déjà utilisés pour la modélisation d'autres phénomènes dangereux.

Par hauteur, on entend hauteur maximale de liquide dans le bac.

4.2.2 Pression de rupture

Ce paramètre conditionne l'état du produit au moment de la rupture, et par suite la masse participant à la boule de feu. Il est donc nécessaire de le définir au mieux, en fonction des informations relatives au bac considéré.

Il est important de garder à l'esprit que la pression de rupture est un paramètre dépendant des caractéristiques du bac considéré, qu'elle varie dans le même sens que la pression de design et que sa valeur diminue lorsque le diamètre du bac augmente.

Ainsi, un soin tout particulier doit être accordé à la définition de ce paramètre, afin de s'assurer de la pertinence des résultats de la modélisation.

4.3. Données météorologiques

Ces paramètres sont de moindre importance dans l'ordre de grandeur des résultats obtenus mais il importe de se rapporter à des valeurs représentatives.

En l'absence de données spécifiques, il est proposé de considérer les valeurs suivantes :
- Température ambiante : 15°C
- Humidité relative : 70%

Naturellement, il reste possible de renseigner des valeurs spécifiques à un site donné afin de bénéficier de plus de précision.

5. Calculs intermédiaires

Une fois connus les paramètres d'entrées, plusieurs calculs intermédiaires sont nécessaires, pour décrire l'état initial et à rupture du système.

5.1. Etat initial du système

5.1.1 Propriétés physico-chimiques

On utilise préférentiellement la base de données produits UFIP pour déterminer les propriétés physico-chimiques des produits rencontrés en raffinerie. De même, on applique les lois de variations des propriétés de ces produits en fonction de la température, telles qu'elles sont décrites dans le Guide bleu de l'UFIP [4].

Par exemple, les données relatives au n-Hexane et à l'Isododécane, respectivement retenus pour représenter les bases essences et les bases distillats, sont les suivantes :

5.1.2 Quantité de produit

A l'aide des données d'entrée, on détermine aisément la surface du bac considéré :

où

d est le diamètre du bac [m]

Par suite on calcule le volume du bac :

V = S x h

où

h est la hauteur maximale de liquide dans le bac [m]

Le volume initial de liquide est déduit de la relation suivante :

où r est le taux de remplissage du bac tel que calculé au 5.3.4 [-]

De même, le volume initial de gaz :

5.2. Etat final du système (à rupture)

5.2.1 Propriétés physico-chimiques

Les propriétés du produit au moment de la rupture sont déterminées selon la méthodologie décrite dans le guide UFIP [4].

Ainsi, étant donné la valeur de la pression de rupture considérée, on calcule la température d'équilibre correspondante du produit. Il s'agit de la température de rupture que l'on note T_rupt.

La relation suivante (équation d'Antoine) est utilisée pour déterminer la température d'équilibre du produit correspondant à la pression de rupture :

où

ANTA, ANTB et ANTC sont les coefficients d'Antoine du produit pur considéré
P_Rupt est la pression de rupture [Pa]
T_Rupt est la température d'équilibra au moment de la rupture [K]

De même, on détermine la masse volumique de la phase gazeuse à la température de rupture selon les lois de variations des propriétés produits en fonction de la température décrite dans le Guide UFIP [4].

où

T1 est la température considérée [K]

5.2.2 Surchauffe

On évalue ensuite la surchauffe comme étant la différence entre la température de rupture (à pression de rupture) et la température d'ébullition (à pression atmosphérique) du produit :

où

T_Bul est la température d'ébullition du produit à Patm [K]

Si cette valeur est négative, cela signifie que le produit n'est pas surchauffé et par conséquent qu'aucune vaporisation instantanée n'a lieu.

5.3. Détermination de la masse de produit participant à la boule de feu

5.3.1 Taux de flash

Dès lors que les conditions thermodynamiques du système au moment de la rupture sont connues, il devient possible d'évaluer l'état du produit au moment de l'ouverture du bac, c'est-à-dire au moment de sa mise à l'atmosphère.

En fonction de la surchauffe déterminée précédemment, il est possible qu'une fraction de la phase liquide subisse une vaporisation instantanée : il s'agit du phénomène de flash thermodynamique.

Conformément à l'approche décrite dans le guide UFIP [4] ainsi qu'à celle de nombreuses références de modélisation (PHAST, cahiers de l'UIC, TNO…), on retient une description isenthalpique. C'est-à-dire que l'enthalpie du fluide subissant la détente reste constante tandis que son entropie diminue, cette perte étant équilibrée par l'énergie de friction mise en jeu par l'écoulement.

On calcule ainsi le taux de flash de la façon suivante :

Avec :

NB : Il est à noter que, dans le cas où le produit n'est pas surchauffé (ie température de rupture inférieure à la température d'ébullition), aucun flash ne se produit et la valeur de ß est nulle

5.3.2 Aérosols : coefficient de correction

Le paragraphe qui suit fait référence à des éléments de modélisation se rapportant à la description du phénomène de BLEVE. Dans l'optique de définir de la façon la plus réaliste possible les caractéristiques de la boule de feu associée au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique, et à défaut de modèles plus pertinents, il n'est pas incohérent de rechercher des sources d'inspiration dans la littérature relative au BLEVE. Cela dit, il reste nécessaire de bien faire la distinction entre une boule de feu " gazeuse " générée par l'inflammation du ciel gazeux d'un bac atmosphérique et d'une très faible fraction du liquide contenu dans le bac et celle générée par la vaporisation explosive de la phase liquide d'un gaz liquéfié dans le cas d'un BLEVE. Les mécanismes physiques, et notamment l'ordre de grandeur de la pression de rupture, intervenant dans ces deux phénomènes sont très différents et il convient de ne pas les assimiler.

Dans le cas où un liquide surchauffé subit un flash thermodynamique et passe brutalement à l'état gazeux, il est possible qu'une fraction de la phase liquide résiduelle soit entraînée avec le gaz sous forme d'aérosols. Cette génération d'aérosols augmente avec la valeur de la pression de rupture et avec le taux de flash (ces deux paramètres étant liés). Ainsi s'attend on à obtenir de très faibles entraînements d'aérosols dans le cas du phénomène de pressurisation de bac atmosphérique, compte-tenu des faibles pressions de rupture et de la nature des produits considérés (bien moins volatils que des gaz liquéfiés).

D'après le CCPS [5], la masse impliquée dans la boule de feu dépend du taux de flash :

- si le taux de flash ß est supérieur ou égal à 1/3 alors :  

- si le taux de flash ???est inférieur à 1/3 alors : 

Avec :

Pour le facteur de correction, F_correction, la valeur 3 est recommandée par le CCPS, dans le cas des GPL.

Ainsi, il semble raisonnable et conservatoire d'affecter une valeur de 3 au facteur de correction au-delà d'un taux de flash de 30%.

Cette approche est cohérente avec d'autres publications sur le sujet : Roberts (1982), Hasegawa & Sato (1977)…

Considérant des produits bien moins volatils que les gaz liquéfiés ayant servi à l'élaboration de ce critère, on estime que la valeur du facteur de correction augmente progressivement avec le taux de flash jusqu'à la valeur de 3, atteinte pour un taux de flash de 30%.

L'hypothèse d'un entraînement d'aérosols nul pour un taux de flash nul est cohérente avec les mécanismes de rupture (faible pression d'ouverture du bac) ainsi qu'avec la nature des produits qui sont des liquides stabilisés dans les conditions ambiantes.

Ainsi, une valeur unitaire du facteur de correction est retenue pour un taux de flash nul.

Cette hypothèse est confirmée par l'interprétation de la littérature.

Deux valeurs ayant été fixées, il devient possible d'interpoler une fonction permettant de déduire la valeur du facteur de correction de celle du taux de flash sur l'intervalle [0 ; 0.3].

L'hypothèse d'une fonction exponentielle du type est faite.

On obtient ainsi l'évolution suivante sur l'intervalle [0 ; 0.3] :

5.3.3 Hauteur de liquide potentiellement surchauffé

Au moment de la rupture, seule une couche de liquide se trouve dans un état de surchauffe. En effet, compte-tenu de la pression hydraulique due au poids de cette couche de liquide, le liquide situé en dessous se trouve à une pression supérieure au point de bulle et le liquide ne se vaporise donc plus.

On estime la hauteur de cette couche de liquide surchauffé par la relation suivante :

où

h_s est la hauteur de liquide surchauffé [m]
P_Liq est la masse volumique du liquide [kg/m³]
g est la valeur du champ de pesanteur terrestre [m/s^-2]

Il est important de souligner que cette approche est intimement liée à une hypothèse d'homogénéité de la température dans le produit, du moins à l'intérieur de la couche ainsi définie.

Par comparaison avec une approche simple, basée sur le calcul d'un gradient thermique linéaire au sein du liquide, l'approche proposée apparaît comme majorante. En effet, si l'on considère une température de rupture au niveau de l'interface liquide/ciel gazeux d'une part, une température égale à la température ambiante au niveau du fond du bac d'autre part, et une variation linéaire au sein du liquide entre ces deux points pour estimer la hauteur de liquide potentiellement surchauffé, il ressort que l'approche précédemment proposée est toujours plus pénalisante.

Il est en outre important de rappeler qu'un gradient linéaire, considéré pour cette " vérification ", constitue aussi une hypothèse conservatoire puisque le gradient réel aurait tendance à ne générer qu'une " épaisseur de peau " limitée sous l'interface liquide/ciel gazeux.

Il est à préciser que, pour tenir compte de la possibilité d'un remplissage faible, pour lequel cette valeur pourrait être supérieure à la hauteur initiale de liquide dans le bac, il convient de considérer le minimum entre la hauteur de liquide surchauffé, obtenue à l'aide de la formule précédente, et la hauteur initiale de produit dans le bac.

On déduit ensuite aisément de cette hauteur de liquide potentiellement surchauffé la masse de liquide potentiellement surchauffé, notée M_Liqs, qui seule participera à la génération d'aérosols.

NB : Il est à remarquer que, bien que le calcul de la hauteur de liquide potentiellement surchauffé fasse intervenir la masse volumique du liquide au dénominateur, celle-ci n'a pas d'influence sur la masse de produit participant au final à la boule de feu, car le volume participant est ensuite multiplié par cette même masse volumique pour obtenir la masse réagissante. Cette tendance signifie que la quantité maximale de produit liquide participant à la boule de feu est surtout déterminée par la pression de rupture. En outre, il est important de garder à l'esprit que si la température de rupture n'a ainsi pas d'impact sur la masse participante par le biais de la masse volumique, elle en a une non négligeable par le biais du taux de flash.

5.3.4 Configuration de remplissage la plus pénalisante

Etant donné que seule la masse de liquide correspondant à la hauteur de liquide potentiellement surchauffée est susceptible de participer à la boule de feu, il existe une configuration " la plus pénalisante " de remplissage.

Cette configuration est obtenue lorsque le niveau initial de remplissage du bac est tel que la hauteur initiale de liquide dans le bac est égale à la hauteur de liquide potentiellement surchauffé. En effet, dans une telle configuration, la masse participante à la boule de feu, constituée du ciel gazeux et du liquide potentiellement surchauffé (générant le flash et l'entraînement d'aérosols), est maximisée.

Ainsi, on se place systématiquement dans cette configuration (hauteur de liquide initiale égale à la hauteur de liquide potentiellement surchauffé, telle que définie précédemment) pour estimer la masse de produit participant à la boule de feu.

On a donc :

M_Liq = S x h_s x P_Liq

où

h_s est la hauteur de liquide surchauffé [m]
S est la surface du bac [m²]
P_Liq est la masse volumique du liquide [kg/m³]

De même

M_Gaz = S x (h-h_s) x P_gaz

avec les mêmes notations et où

h est la hauteur du bac [m]

P_gaz est la masse volumique de la vapeur [kg/m³]

Le remplissage correspondant à cette configuration est alors le suivant :

5.3.5 Masse participant à la boule de feu

A l'aide des paramètres explicités précédemment, on détermine la masse totale de produit participant à la boule de feu. Elle est donnée par la relation suivante :

Avec :

A noter que pour un taux de flash dépassant 30%, le produit f x ? ne peut excéder 1, c'est-à-dire que la masse de liquide participant à la boule de feu ne peut être supérieure à la masse initiale de liquide.

6. Caractéristiques de la boule de feu

6.1. Dimensions de la boule de feu

Connaissant la masse de produit participant à la boule de feu (intégrant les contributions des phases gazeuse et liquide flashée et aérosolisée), il devient possible de déduire le volume correspondant, sous réserve d'effectuer une hypothèse sur la concentration dans la boule de feu au moment de l'inflammation.

Compte-tenu du fait que le ciel gazeux résulte d'une distillation lente, il semble pertinent de considérer que sa concentration est alors supérieure à la Limite Supérieure d'Inflammabilité (LSI) au moment de la rupture.

L'expansion des gaz consécutive à la rupture du bac, ainsi que l'entraînement d'air frais permettent aux vapeurs de se diluer jusqu'à atteindre la LSI : à ce moment, l'ignition intervient. La combustion du nuage est alors progressive et se propage de l'extérieur du nuage (enveloppe LSI) vers l'intérieur. Au fur et à mesure de la combustion, les gaz brûlés sont expulsés vers l'extérieur du nuage du fait de l'expansion thermique. Un apport d'air frais est créé parallèlement vers l'intérieur du nuage par conservation de la quantité de mouvement : il contribue à diluer le nuage de gaz riche jusqu'à la LSI, entretenant ainsi la combustion. L'extension maximale de la boule de feu est donc inscrite dans le volume de gaz de concentration inférieure à la LSI.

On représente ainsi le volume de la boule de feu par celui d'une sphère équivalente à la masse de produit participant à la combustion, en supposant une concentration homogène du mélange air/combustible égale à la LSI :

Avec :

Par suite, on calcule le rayon de la boule de feu de la façon suivante :

Considérant une inflammation quasi-immédiate de la boule de feu, et compte-tenu des faibles valeurs des pressions de rupture étudiées, il ne semble pas évident que la boule de feu présente un développement ascendant.

La hauteur du centre de la boule de feu est fixée égale à son rayon de sorte qu'elle soit toujours tangente au sol. Ainsi, il n'y a pas d'élévation de la boule de feu : cette approche est naturellement majorante du point de vue des effets thermiques ressentis au niveau du sol.

6.2. Durée de vie de la boule de feu

Les corrélations de la littérature, permettant de calculer la durée de vie de la boule de feu associée au BLEVE de GPL, sont toutes de la forme t = a M^b .

Dans un souci de cohérence avec l'approche retenue dans le cadre du modèle de boil-over " classique " décrit dans le rapport " Oméga 13 " de l'INERIS [1], on retient la formule empirique de HIGH (Bagster,1989) pour déterminer la durée de vie de la boule de feu :

 

Avec :

6.3. Emittance de la boule de feu

Pour les hydrocarbures, le guide UFIP [4] précise que " l'effet de suie et de fumée est proportionnel au nombre d'atomes de carbone dans la molécule de combustible. Pour le GNL, assimilé à du méthane, il n'y a qu'un atome de carbone par molécule : l'effet de fumée noire est minimum et l'émittance va très rapidement croître en fonction de la surface en feu pour atteindre une valeur proche de la valeur théorique calculée par la loi de Planck (qui est estimée à 239 kW/m²) […] ".

L'INERIS fournit respectivement les valeurs maximales de pouvoir émissif de 37 kW/m² et de 30 kW/m² pour des feux de nappe d'hexane et de dodécane, dans son rapport " Oméga 2 - Feu de nappe ". Pour information, la valeur relative au propane est de 74 kW/m².

Par ailleurs, les données disponibles dans la littérature, relatives à des boules de feu d'hydrocarbures, indiquent des valeurs d'émittance :

• Hasegawa et Sato [6] ont déterminé une température de flamme de la boule de feu de n-pentane égale à 1180-1225 K. Si on assimile la boule de feu à un corps noir, l'application de la relation de Stefan-Boltzmann en supposant = 1 conduit à estimer une émittance de l'ordre de 130 kW/m².

• Il peut être considéré que l'émittance d'une boule de feu est égale à celle d'un feu de nappe du même produit, affectée d'un coefficient. L'INERIS donne le ratio " de deux à trois fois supérieure ". Selon cette approche, l'émittance moyenne maximum d'une boule de feu serait de l'ordre de 90 kW/m² pour le dodécane et de 111 kW/m² pour l'hexane.

Il est à ajouter que, compte-tenu de la nature des produits considérés (plusieurs atomes de carbones par molécule), et des conditions de combustion non idéale, des fumées et des suies vont être produites en quantité, contribuant à diminuer de façon significative l'émittance moyenne de la boule de feu.

Il est en outre à ajouter que la valeur de 150 kW/m² est utilisée dans les modèles de boil-over [1] et de boil-over en couche mince [3].

Ainsi, une émittance moyenne de 150 kW/m² est retenue, dans une approche simple et conservatoire et dans un souci de cohérence avec les modèles existants, pour décrire le flux thermique généré par la boule de feu associée au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique.

7. Détermination du flux thermique reçu en un point

7.1. Facteur de forme

Le facteur de forme représente le ratio entre la surface émettrice et la surface réceptrice.

De façon simplifiée on considère une cible disposée perpendiculairement à la surface de la boule de feu :

Le facteur de vue s'exprime alors de façon simplifiée :

Avec r² = L² + H_BF²

soit, en posant de façon majorante :

Il s'agit donc d'une estimation conservatoire du facteur de forme, négligeant l'influence de l'orientation de la cible ainsi que celle d'éventuels obstacles masquant le rayonnement de la boule de feu.

7.2. Atténuation dans l'air

La vapeur d'eau et le dioxyde de carbone présents dans l'air absorbent une partie du rayonnement émis par la boule de feu. Il existe plusieurs méthodes permettant de calculer cet effet.

Dans notre cas, la formule suivante a été retenue (corrélation de Bagster) :

Avec :

7.3. Flux thermique reçu en un point

Au final, le flux thermique reçu en un point est calculé selon la formule suivante :

Avec :

8. Conclusion

En somme, cette note décrit une approche permettant de modéliser les effets thermiques de la boule de feu associée au phénomène de pressurisation de bac atmosphérique. Toutes les hypothèses de calcul nécessaires à la reproductibilité de cette approche sont clairement détaillées et justifiées.

Les hypothèses de modélisation ont toutes fait l'objet de discussions et ont abouti à un consensus dans le cadre du sous-groupe de travail dédié au phénomène de " Pressurisation de bac atmosphérique ".

Il reste à préciser que ce phénomène n'implique que des bacs à toits fixes et certains types de produits susceptibles de générer une pressurisation lente.

Il est important de garder à l'esprit que, si certaines étapes de modélisation ont été définies en faisant appel à des modèles existants dans la littérature scientifique adaptés au phénomène de BLEVE ou de boil-over, il est nécessaire de bien distinguer ce dernier du phénomène de pressurisation de bac atmosphérique, qui met en jeu des produits de nature différente et dans des conditions de rupture beaucoup moins pénalisantes. Ainsi, les ordres de grandeurs relatifs des effets thermiques associés à ces phénomènes ne sauraient être assimilés.

Note d'accompagnement du modèle permettant d'évaluer les effets thermiques liés au phénomène de pressurisation lente de bac atmosphérique à toit fixe de liquides Inflammables pris dans un incendie extérieur du mois de décembre 2008

Préambule :

En 2006 et 2007, le Groupe de Travail " Liquides Inflammables " avait identifié l'occurrence possible d'un phénomène de pressurisation lente(1) d'un bac atmosphérique à toit fixe de liquides inflammables pris dans un incendie extérieur l'enveloppant sans être en mesure de proposer un modèle pour en évaluer les conséquences. Il avait alors été décidé, à titre conservatoire, de considérer les formules des distances d'effets du Boil-over pour dimensionner les effets de ce phénomène lorsque les mesures de prévention appropriées ne sont pas mises en place.

Dans le cadre des travaux du Groupe de Travail " Raffinage ", les représentants de la profession ont indiqué être en mesure de faire une proposition pour modéliser les effets thermiques de la boule de feu produite par ce phénomène. Un groupe de réflexion restreint composé de représentants de la profession pétrolière, d'experts et de représentants de l'administration a été créé à l'automne 2008 pour examiner les éléments techniques nouveaux susceptibles d'aboutir à un modèle simple d'utilisation, raisonnablement majorant dans son ensemble et reproductible. Ce modèle a fait l'objet d'un consensus des différents membres du groupe de travail en séance plénière.

En complément, l'administration a soulevé l'intérêt d'encadrer l'utilisation de l'outil de calcul associé à ce modèle par la présente note d'accompagnement afin qu'il soit correctement exploité.

Cette note a pour objectif de préciser les limites d'utilisation du modèle compte tenu de l'importance de certains facteurs tels que le différentiel entre la pression de rupture de la liaison robe/toit du bac et celle de la liaison robe/fond ou certaines propriétés du produit stocké.

1. Règles générales :

De manière générale, conformément à la circulaire du 23 juillet 2007(2), si l'utilisateur n'est pas en mesure d'appliquer le modèle, c'est-à-dire qu'il n'est pas en mesure de justifier les éléments attendus (détaillés ci-dessous), les distances d'effets liées au phénomène de pressurisation de bac peuvent être évaluées par le biais des formules des distances d'effets du Boil-over (3), sauf à ce que l'utilisateur fournisse une autre évaluation des effets assise sur des hypothèses dont il doit démontrer et justifier la pertinence. Le cas échéant, cette option pourrait faire l'objet d'une tierce expertise.

Avertissement : les hypothèses formulées dans ce document ne se substituent pas aux choix d'hypothèses potentiellement laissés à l'utilisateur. Celui-ci doit dans tous les cas justifier ses choix selon les principes introduits au travers de la présente note.

Le modèle ne s'applique que si l'utilisateur a préalablement vérifié que la liaison robe/toit céderait avant la liaison robe/fond.

(1) Le modèle ne traite pas de la durée du phénomène. Ce dernier est qualifié de lent pour éviter toute analogie avec le phénomène plus rapide d'explosion de bac atmosphérique décrit dans la circulaire du 31 janvier 2007 relative aux études de dangers des dépôts de liquides inflammables.
(2) Circulaire DPPR/SEI2/AL-07-0257 du 23 juillet 2007 relative à l'évaluation des risques et des distances d'effets autour des dépôts de liquides inflammables et des dépôts de gaz inflammables liquéfiés.
(3) La note INERIS du 7 octobre 2008 n°DRA-08-94763-12858A relative à la description d'un modèle de calcul des effets d'un Boil-over classique peut servir de référence à cet effet. Cette note s'inscrit dans le cadre de la révision actuellement en cours du rapport W13. Les formules de l'Instruction Technique du 9 novembre 1989 sont aussi acceptables.

2. Typologie des bacs concernés :

Le modèle s'applique uniquement aux bacs atmosphériques à toit fixe (avec ou sans écran interne) contenant des liquides inflammables et ne s'applique pas aux réservoirs de stockage de gaz inflammables liquéfiés (cigares, sphères…). Ainsi, l'ensemble des bacs atmosphériques à toit fixe, quelles que soient leurs dimensions ou leurs spécificités, sont concernés par le phénomène de pressurisation tel qu'il est décrit dans la circulaire du 23 juillet 2007.

Pour rappel, un ballon, réservoir ou bac qualifié en tant qu'équipement sous pression n'est pas, par définition, une capacité travaillant à pression atmosphérique.

2.1 Eléments d'information générale :

Les bacs à toit conique avec une faible pente résistent généralement très peu à la pression (Nota : les bacs à toit totalement plat n'existent pas). Plus le diamètre est grand, plus la pression de rupture est faible. Plus la pente est grande, plus la pression de rupture augmente. Les bacs à toit conique à forte pente, voire à toit sphérique, résistent donc mieux à la pression.

Cependant, même si la pente s'avère être un indice relativement fiable, ce seul paramètre ne saurait représenter les variations de comportement pouvant exister pour l'ensemble des bacs de diamètre et pente équivalents construits avec une qualité de tôle différente, un mode de supportage différent, etc.

Les bacs de petites dimensions présentent généralement des pressions de rupture à la liaison robe/toit notablement plus élevées que les bacs de grandes dimensions (4), principalement du fait de la spécificité de la conception de leur toit (en fonction de leur diamètre, les bacs peuvent disposer de différents modes de supportage : charpente auto-portée interne (voire externe), piliers…).

2.2 Cas particuliers :

L'utilisateur peut être amené à rencontrer le cas de bacs spécifiques où il convient d'être prudent avant application du modèle. Deux cas sont cités ici de manière non exhaustive :

• Certains bacs sont construits pour résister à des pressions plus élevées tout en étant qualifiés de bac atmosphérique, notamment dans l'industrie chimique, dans le cadre de l'inertage du ciel gazeux ou d'applications particulières.
• La soudure de la liaison robe/toit ne constitue pas toujours le point faible. Les simulations numériques montrent que dans certains cas la tôle de la virole ou du toit, en fonction de son état, de son épaisseur ou de sa température, peut aussi constituer un point de fragilisation.

En outre, la réalisation du meulage de la soudure de la liaison robe/toit ne peut à elle seule garantir une réduction suffisante de la pression de rupture : l'opération doit faire l'objet au préalable d'un dimensionnement précis de l'épaisseur maximale requise pour ladite soudure. L'utilisateur doit par ailleurs justifier que cette opération a permis d'atteindre l'objectif fixé par les calculs.

(4) A titre indicatif, certains experts considèrent que la limite entre les " petits bacs " et les " gros bacs " se situe à un diamètre compris entre 16 et 20 mètres.

3. Détermination de la pression de rupture de la liaison robe/toit du bac :

Plusieurs cas peuvent se présenter :

Cas n° 1 : la pression de rupture est connue. Il suffit d'introduire directement le paramètre dans l'outil de calcul (cf. onglet " Calculs distances d'effets "). L'utilisateur doit néanmoins fournir une note de calcul la justifiant.

Cas n° 2 : seule la pression de design est connue, inférieure ou égale à 25 mbar et justifiée par une note de calcul correctement argumentée. Dès lors, la pression de rupture de la liaison robe/toit est majorée par la valeur de 250 mbar (cf. annexe 1 de la circulaire du 23 juillet 2007(5).

Cas n° 3 : en l'absence d'information sur la pression de design exacte, cette donnée peut être approchée en fonction de la forme du toit en appliquant la règle suivante :

• Si le rapport F / r est inférieur ou égal à 1/5, la pression de design retenue est inférieure ou égale à 25 _mbar. La pression de rupture de la liaison robe/toit peut alors se définir comme au cas n° 2.

Nota :

F : flèche du toit du bac (hauteur mesurée entre le point de fixation du toit à la robe et la partie haute du toit),

r : rayon du bac.

• Si le rapport F / r est supérieur à 1/5 (la pression de design est alors supposée supérieure à 25 mbar) ou si un calcul précis de la pression de rupture de la liaison robe/toit est requis (par exemple, dans le cas où le recours à la valeur de 250 mbar ne serait pas envisagé), il est possible d'utiliser la formule de calcul de la pression de rupture, à partir des données du bac, issue du CODRES 2007(6) :

(5) Annexe intitulée " Les Boil-over et autres phénomènes générant des boules de feu concernant les bacs des dépôts de liquides inflammables ".
(6) Code de Construction des Réservoirs de Stockage Cylindriques Verticaux. Ce document est diffusé par le Syndicat National de la Chaudronnerie, de la Tôlerie et de la Tuyauterie industrielle.

Notes :

Figures illustrant les caractéristiques géométriques du bac à renseigner pour l'évaluation de P_rt (d'autres types de montages sont proposés, pour information, en annexe 1) :

Lorsque les différents éléments participant à la liaison robe/toit (virole haute, cornière de rive et toit) ont des caractéristiques mécaniques différentes, la valeur de R_msup à retenir pour le calcul de P_rt servant à dimensionner les effets d'une pressurisation de bac est la valeur la plus élevée.

Cette formule permettant d'évaluer la pression de rupture à la liaison robe/toit est applicable sous réserve que la conception et la géométrie du bac soient conformes aux règles de la Partie C de la Division 1 du CODRES 2007, notamment pour les six éléments suivants :
- Epaisseur du fond.
- Epaisseur et dimensions de la bordure annulaire.
- Epaisseurs de robe.
- Pente du toit.
- Epaisseur du toit.
- Cornière de rive.

Le CODRES 2007 dans son intégralité s'applique aux bacs à fond plat construits à partir de 2008. Pour les bacs anciens à fond plat, l'exploitant a la possibilité d'appliquer les règles du CODRES 2007 pour évaluer la pression de rupture de la liaison robe/toit, quel que soit le code de construction employé initialement ou l'année de construction du bac, sous réserve qu'il justifie que les conditions mentionnées ci-dessus sont respectées et que le toit du bac repose sur sa structure de supportage (charpente auto-portée, piliers, etc.) sans y être soudé.

Enfin, n'entrent pas dans le champ d'application du CODRES 2007 :
- Les bacs à fond non plat (type de réservoirs généralement rencontrés dans le secteur de la chimie).
- Les réservoirs en inox car ce matériau possède des propriétés de déformation plastique à la rupture supérieures à celles de l'acier noir employé pour la construction des bacs " classiques " et que, de fait, il est utilisé avec des épaisseurs de tôle plus faibles. Compte-tenu de l'influence différente de ces deux paramètres, des travaux complémentaires seraient nécessaires pour définir des règles spécifiques pour les bacs en inox.
- Les bacs rivetés car leurs propriétés mécaniques sont mal connues : le principal moyen de pallier ce manque de connaissances en terme de comportement mécanique à une surpression interne serait de recourir à des tests destructifs (mise sous pression).

En annexe 2 figurent quelques spécificités du CODRES 2007.

Cas n° 4 : si l'utilisateur n'est pas en mesure de mettre en oeuvre une des trois solutions précédentes, alors, il convient de se reporter à l'application par défaut évoquée en § 1.

4. Nature des produits :

4.1 Règle d'assimilation d'un produit à un corps pur :

S'agissant d'un produit pur, les caractéristiques physico-chimiques insérées dans l'outil de calcul sont suffisantes (cf. onglet " Données produits "). Des produits plus ou moins complexes de par leur composition peuvent également être approximativement modélisés par des corps purs dont les caractéristiques sont proches, ainsi :

• les bases essences sont assimilables à l'Hexane,

• les bases distillats (gazole, fuel, kérosène) sont assimilables à l'Isododécane.

Seules deux assimilations ont été proposées car les corps purs suscités sont représentatifs de la grande majorité des produits pétroliers. Pour permettre à l'utilisateur de modéliser un autre produit, l'outil de calcul a été adapté afin de pouvoir utiliser comme données d'entrée les propriétés intrinsèques qu'il souhaite considérer (cf. onglet " Calculs distances d'effets ").

A ce titre, les paramètres suivants du produit sont à déterminer au préalable :
- Température d'ébullition en K, - Densité liquide à 288 K en kg/m³,
- Densité gazeuse à 300 K en kg/m³,
- Limite Supérieure d'Inflammabilité (LSI) en % vol.,
- Chaleur spécifique en J/(kg.K),
- Chaleur latente de vaporisation en J/kg,
- Coefficients d'Antoine du produit pur considéré (sans unité).

4.2 Produits susceptibles de ne pas générer de phénomène de pressurisation de bac atmosphérique à toit fixe :

La perte d'intégrité mécanique d'un bac du fait de l'affaiblissement de la paroi métallique non mouillée soumise à un flux thermique important est envisageable et il semble incohérent de considérer le phénomène de pressurisation lente au-delà d'une certaine température. En effet, pour des produits lourds présentant une température moyenne d'ébullition élevée, l'ouverture de l'enveloppe du bac dans sa partie supérieure non mouillée devrait survenir avant d'atteindre la pression de rupture.

Sont ainsi exclus les produits dont la température de distillation 15% (T15) excède la valeur de la température critique de l'acier fixée à 427°C (soit 700 K et 800°F).

A titre d'exemple, les " familles " suivantes pourraient être concernées :

• Résidus (concernant les unités pétrolières, ce sont les résidus atmosphériques, sous vide et visco-réduits),
• Bitumes.

Pour chaque produit proposé à l'exclusion, l'utilisateur doit clairement justifier la représentativité de la température de distillation 15% (T15) compte tenu des caractéristiques locales (par exemple pour les raffineries, en fonction des différents bruts ou mélanges de bruts traités et des paramètres de fonctionnement des unités du site qui en découlent).

Quelques précisions sur les paramètres évoqués ci-dessus :

- Par température de distillation 15% (T15), il faut entendre température pour laquelle 15% du produit est présent dans la phase vapeur lors d'une distillation ASTM D86 (7). Cette notion a été choisie en cohérence avec les travaux déjà menés en vu de la caractérisation du phénomène de Boil-over.
- La température de 427°C correspond à la température de perte des propriétés mécaniques de l'acier généralement considérée comme critère de perte d'intégrité mécanique pour les structures faites de cet alliage. Cette valeur apparaît par ailleurs fréquemment dans la littérature anglo-saxonne et dans bon nombre de rapport d'essais de tenue d'équipements industriels au feu (projet Gasafe, tests " jet fire "...).
- La durée d'exposition à la température critique de 427°C n'est pas utilisée car le critère quantitatif souhaité se veut simple, reproductible et conservatoire.

(7) Cette méthode d'essai par distillation permet de déterminer des caractéristiques de distillation pour les produits pétroliers sous pression atmosphérique et de façon automatique.

(Source : CODRES 2007)

Annexe 2 : Spécificités du code de construction CODRES 2007

Cette annexe a pour seul objectif de donner à l'utilisateur du modèle quelques éléments d'information sur le CODRES 2007. Pour mémoire, d'autres codes de construction peuvent cependant être utilisés mais il est de la responsabilité de l'utilisateur de s'assurer que les données utilisées le sont dans leur domaine de validité.

Le CODRES 2007 propose des règles de calculs permettant d'apprécier le mode de rupture d'un réservoir (cf. division 1, partie C, annexe CA2). Le but est de s'assurer que le bac va s'ouvrir préférentiellement à la liaison robe/toit plutôt qu'à la liaison robe/fond. Ainsi, le code propose deux règles de calcul pour déterminer les pressions de rupture au niveau de chacune de ces deux liaisons (suivant différentes modélisations réalisées sur un échantillon d'environ une centaine de bacs). Au regard des résultats des modélisations, pour la pression de rupture de la liaison robe/toit, la règle de calcul dispose d'un champ d'incertitude raisonnablement conservatoire.

Le calcul de la pression de rupture de la liaison robe/toit selon le CODRES 2007 peut s'appliquer à la majorité des bacs atmosphériques à toit fixe à fond plat, construits avec un acier classique, récents ou anciens, rencontrés dans l'industrie pétrolière ou chimique. Les bacs doivent toutefois être conformes à certaines règles établies pour les six éléments de conception cités en § 3, cas n° 3.

Le CODRES 2007 constitue une synthèse et une mise à jour de l'ensemble des données comprises dans les anciens codes de construction. Il intègre désormais (liste non exhaustive) :

• La méthodologie du CODRES 91, proche de celle mentionnée dans la norme API650, pour les calculs de dimensionnement des bacs.
• L'annexe relative à la vérification des seuils de rupture évoquée plus haut.
• Une annexe relative à la tenue au séisme.
• Le dimensionnement des bordures annulaires lorsqu'elles sont requises. " Des dispositions relatives au calcul de l'ancrage des bacs…

Certains de ces éléments n'existaient pas dans les versions des codes précédents (CODRES 91, CODRES 85, CODRES 81…).