1 INTRODUCCIÓN
El gas natural es una de las principales fuentes de energía que abastece el 23% del consumo mundial y crece a una tasa de 2.2% anual (British Petroleum, 2012). Su transporte para tratamiento y distribución a usuarios se realiza mediante ductos y durante el desarrollo de esta actividad han ocurrido accidentes asociados al riesgo que acarrea el transporte de ma-teriales peligrosos (Tabla 1).
Tabla 1. Accidentología (Camacho, 2013)
Lugar Año Evento
Fatalida-des
Venezuela 1993 Explosión 70 Colombia 1998 Explosión 15
Colombia 2012 Explosión 0
Bélgica 2004 Explosión 24
Canadá 1962 Explosión 4
Vietnam 1993 Explosión 39
Nuevo México 2000 Explosión 12
Este riesgo debe ser evaluado y posteriormente ad-ministrado con el propósito de disminuirlo y hacer del transporte un proceso más seguro para la opera-ción, la población y otros elementos de interés.
Para realizar la evaluación y administración del ries-go primero debe llevarse a cabo un cálculo del mis-mo. Una de las aproximaciones es el producto entre la probabilidad de ocurrencia de un evento acciden-tal bajo unas condiciones específicas y la magnitud de las consecuencias generadas por dicho evento. Existen múltiples metodologías cualitativas, semi-cuantitativas y semi-cuantitativas que permiten determinar este valor de riesgo.
La metodología cuantitativa para el cálculo del ries-go o QRA (Quantitative Risk Assessment) por sus siglas en inglés implica la determinación de probabi-lidades y frecuencias de falla del sistema, definición de escenarios críticos y cálculo de consecuencias. El QRA puede usarse para determinar tanto el riesgo social como el riesgo individual asociado a un sis-tema.
Para la determinación de las probabilidades se hace uso de datos históricos de accidentes en condiciones similares a las planteadas en el problema a tratar. Para la determinación de consecuencias, también conocido como análisis de consecuencias se utilizan modelos fuente, de dispersión, para el cálculo de in-tensidades y para el cálculo de los porcentajes y probabilidades de afectaciones específicas, como fa-talidades o daño a infraestructura. Todos estos mo-delos están basados en las condiciones de operación del sistema y en las condiciones de su entorno. Sin embargo, cuando se trata de ductos, estas condi-ciones varían a lo largo de su trazado debido a que
Comparación de los programas FLACS, PHAST y ANSYS en el cálculo
del riesgo individual para ductos de transporte de gas natural
N.A. Cano Acosta, J. Cadena, F. Muñoz
RESUMEN: El transporte por ductos de gas natural acarrea riesgos a la población, al ambiente y a la opera-ción. El riesgo asociado puede ser calculado mediante el producto entre la magnitud de las consecuencias y las probabilidades de ocurrencia de un evento accidental. El propósito de este trabajo es identificar la influen-cia que tiene en el cálculo del riesgo, el uso de diferentes herramientas comerinfluen-ciales (FLACS, PHAST, Ansys), cada una con sus respectivos modelos usados en el análisis de dispersión de nubes de gas natural, a través de un análisis comparativo. Este proceso se desarrolló basado en un caso de estudio de una línea de transporte de gas natural. Como conclusión se obtuvo que la diferencia entre PHAST, ANSYS y FLACS en el cálculo del riesgo individual es de menos del 30% para distancias cercanas a eventos de explosión y flashfire y entre el 30% y el 70% para mayores distancias.
ABSTRACT: Pipelines carrying natural gas represent a risk for the operation and the population. The risk as-sociated to the pipeline can be calculated by the product of the magnitude of the consequences and the proba-bility of occurrence for an accidental event. The purpose of this work is to identify the influence of using dif-ferent commercial tools (FLACS, PHAST, ANSYS) each of them with various models for dispersion analysis for natural gas, in the risk calculation. The work is based on the case of study of a natural gas pipeline at Co-lombia. As a conclusion the difference between PHAST, ANSYS and FLACS for individual risk is less than 30% for distances nearby explosion and flashfire events and between 30% and 70% for longer distances.
pueden comprender grandes longitudes y recorren zonas con condiciones distintas de un punto extre-mo, a otro del sistema.
Por este motivo debe realizarse un análisis prelimi-nar con el objetivo de determiprelimi-nar en qué zonas debe llevarse a cabo un análisis de riesgo detallado. De forma inicial debe realizarse un proceso de segmen-tación, en el que se divide el trazado en diferentes zonas. Con ayuda de la determinación de las proba-bilidades de falla en cada zona según sus condicio-nes de entorno y operación y la determinación de en cuales de estas zonas se pueden generar mayores consecuencias, se determinan los segmentos a eva-luar.
Para realizar el análisis de consecuencias en el seg-mento o segseg-mentos de interés están disponibles múl-tiples herramientas computacionales basadas en mo-delos empíricos y semi-empíricos como PHAST y Canary y otras basadas en mecánica de fluidos o he-rramientas CFD (Computational Fluif Dynamics) por sus siglas en inglés como ANSYS y FLACS. Una vez se han cuantificado las consecuencias y de-terminado las probabilidades, es posible calcular el riesgo y compararlo con niveles de aceptabilidad del mismo, donde todos los riesgos que superen el límite de tolerabilidad deberán ser mitigados. Esto enmar-cado en un contexto industrial implica una inversión monetaria por parte de la empresa a cargo del siste-ma.
El objetivo de este trabajo es realizar un análisis comparativo entre las herramientas FLACS, PHAST y ANSYS únicamente para sus modelos de disper-sión mediante el planteamiento de una evaluación cuantitativa del riesgo para el riesgo individual, esto con la intensión de identificar la influencia del uso de las diferentes herramientas con sus diferentes modelos en el cálculo de este valor del riesgo.
2 METODOLOGÍA
Para el cálculo del riesgo individual es necesario de-terminar las causas de falla, las características de la liberación del gas, los escenarios a evaluar, la dis-persión, las intensidades y sus consecuencias, me-diante la metodología planteada en la Figura 1. Debido a que los ductos representan una fuente li-neal de riesgo debe realizarse de forma preliminar un proceso de segmentación en que se divide el duc-to en segmenduc-tos y se evalúa cada uno teniendo en cuenta las amenazas a las que están expuestos, este procesos permite determinar en cuales segmentos se llevara a cabo un análisis de consecuencias. Puede realizarse mediante segmentación fija o dinámica.
La segmentación fija es aquella en la que se define una distancia específica de segmento; por ejemplo cada segmento tiene 200 m. La segmentación diná-mica es aquella en la que se divide el trazado según el cambio en las variables de operación y en las con-diciones del entorno.
Las variables a comparar son las relativas a cálculo de intensidades, consecuencias y principalmente riesgo individual.
2.1. Frecuencias de falla del ducto
Para la determinación de las frecuencias de falla re-gularmente se utilizan bases de datos históricas co-mo las de EGIG (European Gas pipeline Incident da-ta Group) o Concawe que contengan reportes de los accidentes y de las características de los ductos que ha sufrido dichos accidentes (Han and Weng, 2010; Henselwood and Phillips, 2006; Jo and Ahn, 2005). Las amenazas tenidas en cuenta en el presente traba-jo son corrosión interna y daño por terceros de for-ma no intencional, las cuales corresponden a las dos fuentes de falla más frecuentes.
2.2. Definición de escenarios críticos
El propósito de definir los escenarios es determinar cuáles secciones de la línea se van a simular y con qué objetivo se van a simular.
Para determinar los escenarios de interés se deben determinar cuáles de los segmentos generan escena-rios críticos y cuáles pueden ser estos escenaescena-rios crí-ticos.
El primer proceso en el que se determinan los esce-narios críticos hace uso de las frecuencias de falla calculadas en el inciso anterior junto con la determi-nación de los segmentos en los que se pueden tener mayores afectaciones. Esto último se realiza bajo de la definición de áreas de alta consecuencia, pues son las zonas en donde la población puede verse afecta-da por la falla del ducto (ASME, 2004).
Para determinar cuáles pueden ser los eventos gene-rados en los escenarios críticos luego de la falla de un segmento especifico del ducto, se construye un árbol de eventos que indica si el resultado de la falla del segmento será una explosión, un incendio, un flashfire, etc, mediante la determinación de probabi-lidades de ignición inmediata o diferida, que pueden obtenerse de datos históricos (Brito et al., 2010). Dentro de la definición de los escenarios es impor-tante tener en cuenta variables como el tamaño de la falla, si el ducto está enterrado o no y variaciones en las condiciones de operación.
Figura 1. Metodología.
Una vez definidos los escenarios a simular se esta-blecen las variables de la falla que influencian el cálculo de la dispersión y se calculan sus valores. Estas variables son el flujo de liberación del gas y el tiempo de la liberación. Para su cálculo en ductos de gas natural se usa el modelo fuente en tuberías con aproximación isentrópica (Han and Weng, 2010).
2.3. Cálculo de consecuencias
El cálculo de las consecuencias consiste en determi-nar la magnitud de las afectaciones, para esto debe en evaluarse primero los eventos primarios como la dispersión y después eventos como las explosiones, flashfire, fireball, etc.
2.3.1 Dispersión
La diferencia entre los resultados está dada por los modelos utilizados para la dispersión por cada uno de los programas, los modelos se presentan en la Tabla 2. Las variables de interés en este cálculo son los volúmenes y las áreas de la nube inflamable.
Tabla 2. Modelos utilizados por cada programa. Cálculo de
frecuencias de falla
Definición de escenarios
Cálculo del riesgo individual Construcción de
árboles de eventos Determinación de probabilidades de
ignición Identificación de
áreas de alta consecuencia
Aplicación del modelo fuente de gas en tuberías
aproximación isentrópica Phast
Flacs Cálculo de la sobrepresión Cálculo del calor irradiado
Cálculo de porcentaje
de fatalidades ARAMIS
ASME 31.8 B
CCPS CCPS
PROBIT Caracterización
del sistema Cálculo del
ángulo crítico Revisión de
datos históricos -EGIG
-Concawe
NACE
Cálculo de las consecuencias
Cálculo de las características del
flujo en la falla
Cálculo de la dispersión
Ansys
Cálculo de las intensidades
TNO
Cálculo de las consecuencias
FLACS (Gexcon, 2012)
PHAST (DNVsoftware,
2009)
ANSYS (Ansys, 2001)
Modelos para Fluidos
Ecuaciones de conservación de
masa, energía y momento
Ecuaciones de conservación
de masa, energía y momento Modelos de
turbulencia k-ε k-ε
Termodinámica Gas ideal Gas real -Gas ideal -Gas real
Método numérico
Volumenes
finitos NA
Volumenes finitos
Mallado Hexaédrico NA -Tetraédrico -Hexaédrico
Modelos empiricos y
2.3.2 Cálculo de las intensidades
El cálculo de las intensidades depende de los resul-tados de la dispersión y de los escenarios definidos, pues los modelos utilizados dependen del evento que se analice. En el caso de una explosión será la so-brepresión; para el incendio, el calor irradiado y para liberaciones de sustancias toxicas, la dosis (C. et al., 2004a).
2.3.4 Cálculo de las consecuencias
Las consecuencias para el riesgo se calculan en tér-minos del porcentaje de fatalidades bajo la intensi-dad generada por un evento específico. Este cálculo puede realizarse mediante los modelo PROBIT. Que se encuentran en función de la intensidad calculada en el inciso anterior (Crowl, 2002).
2.4. Cálculo del riesgo individual
Utilizando las frecuencias de falla, los arboles de eventos, sus probabilidades y la magnitud de las consecuencias, se calcula el riesgo individual (AICHE, 2000). Se obtendrá un valor de riesgo indi-vidual para cada herramienta computacional por el uso de diferentes modelos, entre estos valores se lle-vara a cabo el análisis y la comparación.
Para realizar el análisis comparativo se implementó la metodología planteada en un caso de estudio real, una línea de gas natural.
3. EVALUACIÓN DEL CASO DE ESTUDIO El caso de estudio es una línea de gas natural en Co-lombia ubicada en un campo petrolero. Los 2,5 km de línea tienen protección catódica y a excepción de un tramo de 153 m que conforma un viaducto la lí-nea está enterrada 1,5 m por debajo del suelo. Su presión de operación actual es de 55 psig, su máxi-ma presión de operación (MAOP) es de 1000 psig y el flujo al que opera son 0,15 kg/s. Las condiciones del suelo son estables a lo largo del trazado y no es una zona que presente deslizamientos ni movimien-tos de tierra.
La zona del país en la que se encuentra ubicada pre-senta altos niveles de humedad, una temperatura promedio de 28°C y una velocidad del viento pro-medio de 0,82 m/s.
Según la metodología planteada el paso a seguir es la segmentación de la línea. Para el caso de estudio los criterios seleccionados son densidad de la pobla-ción, que influye directamente en la falla de la línea por intervención de terceros y corrosión interna de-bido a que la línea no es marraneable y presenta cambios de dirección del flujo de forma vertical a lo largo del recorrido. Siguiendo estos criterios se
ob-tienen 18 segmentos por el criterio de corrosión in-terna (Figura 2).
Figura 2. Segmentación del ducto para el caso de estudio
El criterio de densidad poblacional no suma más segmentos pues las poblaciones aledañas se encuen-tran en 3 de los segmentos establecidos por el primer criterio (segmentos 4, 8 y 13).
3.1. Frecuencias de falla del ducto
Una vez segmentado el ducto se deben identificar los segmentos con mayores probabilidades de falla. La corrosión interna está dada por la acumulación de electrolitos en los puntos de la línea donde se for-man ángulos, una variable que ayuda a determinar qué puntos de la línea acumulan mayor cantidad de electrolitos es el ángulo crítico (Ecuación 1); cual-quier ángulo de la línea (Ecuación 2) que se encuen-tre por encima de ese valor tiene mayor acumulación y por lo tanto tiene mayores probabilidades de falla por corrosión interna (NACE, 2006). Para el caso de estudio todos los ángulos de la línea están por enci-ma del valor del ángulo crítico, por lo que todos tie-nen altas probabilidades de falla por corrosión inter-na (Figura 3).
(
)
(1)
Figura 3. Identificación de los ángulos críticos a lo largo del trazado del ducto para el caso de estudio
Las variables que más influencian la acumulación de electrolitos son las presiones y los flujos de la línea, en la medida en que aumentan el flujo (Figura 4) y la presión (Figura 5) aumenta el valor del ángulo crí-tico, lo que indica que disminuye la acumulación de electrolitos y la probabilidad de falla por corrosión interna. A partir de una relación entre el flujo y la presión el cálculo del ángulo crítico no es aplicable por lo que es importante tener en cuenta la frecuen-cia de falla calculada mediante datos históricos.
Figura 4. Cambio del ángulo crítico con el cambio de flujo
Figura 5. Cambio del ángulo crítico con el cambio de presión.
Para un ducto con un grosor de 0,21 mm (caso de es-tudio) se tiene una frecuencia de falla de 0,13 por 1000 km año para todos los segmentos. El factor que determina cuales son los segmentos con mayor fre-cuencia de falla es el nivel de actividad por segmen-to pues se suma a la probabilidad por corrosión in-terna. La frecuencia de falla por intervención externa para una tubería de 6 in (caso de estudio) es de 0.3 por 1000 km año (EGIG, 2011). Los segmentos con mayores frecuencias de falla son los segmentos 4, 8 y 13 como se muestra en la Figura 6.
Figura 6. Frecuencias de falla por segmento
3.2. Definición de escenarios
La definición de los escenarios está dada por los segmentos donde las consecuencias pueden ser ma-yores para lo cual se utiliza la definición de áreas de alta consecuencia o HCAs por sus siglas en ingles. Las HCAs son aquellas en donde se encuentran po-blaciones aledañas a la línea que se pueden ver afec-tadas por los efectos de la ruptura de una tubería (ASME, 2004) y por tanto son zonas de interés para la estimación de efectos, el cálculo de consecuencias y el cálculo del riesgo social e individual. Estas áreas están definas de acuerdo al radio de afectación y a la clasificación del área dada por la ASME (Ta-bla 3).
Tabla 3. Clasificación de áreas. (ASME, 2004)
Número de edificios Clase 1 Menor a 10
Clase 2 Entre 10 y 46
Clase 3
Más de 46 (Población suburbana). Clases 1 y 2 que tengan edificios con poblaciones flotantes (escuelas, iglesias, etc)
Las HCAs son aquellas clasificadas como clases 3 y 4. O áreas clase 1 y 2 que tengan un radio de afecta-ción (Ecuaafecta-ción 3) mayor a 200 m (ASME, 2004), la tendencia del valor del radio de afectación con la va-riación en la presión del ducto se muestra en la Figu-ra 7.
( ) (3)
Figura 7. Cambio del radio de afectación con el cambio en la presión.
Para el caso de estudio como se muestra en la Figura 8 existen 3 segmentos con población. El segmento 8 es una zona de alta consecuencia por ser clase 3. El radio de afectación para el ducto es de 21,49 ft (6,44 m) calculado bajo la presión de operación actual del ducto (55 psig). Por lo que los segmentos 4 y 13 no son áreas de alta consecuencia ni por su clase, ni por el radio de afectación.
Figura 8. Identificación y clasificación de poblaciones aledañas
El otro factor que define los eventos es la probabili-dad de que ocurran eventos como explosiones, in-cendios, jetfires, entre otros y cuáles de estos even-tos son los más probables. Para esto se utilizan los árboles de eventos y las probabilidades de ignición de las nubes de gas natural generando diferentes eventos. Con el propósito de determinar cuáles even-tos pueden darse en este caso y cuáles son las proba-bilidades de su ocurrencia se generó un árbol de eventos que está constituido por un evento crítico (CE), eventos críticos secundarios (SCE) y eventos críticos terciarios (TCE) que arrojan los fenómenos peligrosos (DP) y sus consecuencias (ME) (C. et al., 2004a). Según el árbol de eventos para el caso de es-tudio (Figura 9) los eventos más probables son ex-plosión de una nube de vapor (VCE) y flashfire (C. et al., 2004b), por lo que en base a estos eventos se evaluaran las consecuencias y el riesgo individual.
Figura 9. Árbol de eventos (Delvosalle, 2004)
3.3.Definición de las condiciones a simular
Para calcular el flujo liberado deben definirse los tamaños de falla más frecuentes que pueden darse dependiendo de los criterios bajo los que se calcula-ron las frecuencias de falla de la línea. Con el propó-sito de delimitar este trabajo se tendrán en cuenta los tamaños de falla generados por la interferencia ex-terna debido a que es la mayor causa de falla con el 48% de los casos reportados (EGIG, 2011). El tama-ño de la falla con mayor frecuencia de ocurrencia por intervención externa son los agujeros de gran tamaño y la ruptura total del ducto (EGIG, 2011). Por este motivo el tamaño de falla seleccionado es ruptura total. Con el objetivo de contemplar un es-cenario alterno a las condiciones actuales de opera-ción se escogió un flujo mayor en la tubería corres-pondiente a la máxima presión de operación (6894,76 kPa). Los dos flujos a simular con sus res-pectivas presiones se presentan en la Tabla 4.
Fuga de gas
(CE) Jet (SCE)
Dispersión del gas
(TC)
Ignición del jet
(TC)
Explosión de nube de
vapor (DP)
Flashfire (DP)
Jetfire (DP)
P=1
Ignición inmediata
Si P=0.1
No P=0.9
Radiación térmica
(ME) Radiación
térmica (ME) Sobrepresión
(ME) Dilución
de la nube
Ignición diferida No P=0
Si P=1
P=1 P=0.3
P=0.7
P=0
P=0.27
P=0.63
Tabla 4. Condiciones de operación a simular
Condición Presión (kPa) Flujo (kg/seg)
MAOP 6894,76 752,95
Actual 379,21 0,15
Adicional a las condiciones de operación debe tener-se en cuenta que la tubería está enterrada por lo que al darse la liberación se generará un cráter en el sue-lo. Según los datos en la literatura, basados en datos experimentales, el tamaño típico para un ducto de gas natural es de 3,3 m x 1,7 m (Lowesmith and Hankinson, 2013).
3.4.Cálculo de las características del flujo en la falla
Basado en los escenarios definidos se calcula el flujo de material liberado y el tiempo de liberación. El primero se determina con un modelo fuente que cal-cula el flujo medio para una tubería de transporte de gas (Ecuación 4) (AICHE, 2000). Debido a que la ruptura es total y la presión en el inicio del ducto es diferente a la presión en el final del ducto, se deben calcular dos flujos correspondientes a los deltas de presión entre los dos extremos y la atmosfera. El tiempo de liberación se toma como el tiempo que demora en vaciarse la tubería a la velocidad dada por el flujo medio que son tiempos menores a los tiempos de respuesta de la empresa. Los resultados arrojados por el modelo fuente se encuentran en la Tabla 5 a los tiempos se les suman 2 minutos duran-te los cuales no se ha cerrado la válvula de corduran-te.
̇ √
[
] (4)
Tabla 5. Condiciones a simular en la falla
Condición Flujo (kg/s) t (s)
MAOP
Extremo 1 759,38 0,02
Extremo 2 53,24 0,45
Actuales
Extremo 1 53,24 0,22
Extremo 2 53,24 0,45
3.5.Cálculo de la dispersión
Para el cálculo de la dispersión se utilizaron los pro-gramas FLACS y PHAST desarrollados por Gexcon y DNV software respectivamente. Con cada uno se realizó la simulación de los escenarios planteados
anteriormente (MAOP y condiciones actuales). Los resultados se presentan a continuación. Todos los re-sultados presentados para MAOP son a una altura de 18 m en donde la nube inflamable es visible y exis-ten probabilidades de ignición pues exisexis-ten líneas de corriente en este punto y a 20 s que corresponde al tiempo en el cual PHAST arroja los resultados pues encuentra estabilidad en el sistema y los resultados para condiciones actuales se dan a 9 m de altura y 10 s por el mismo motivo.
2.1.1 MAOP
Lo resultados obtenidos con FLACS, PHAST y ANSYS para el escenario MAOP se muestran en la Figura 10. En esta figura se observan los limites in-ferior y superior de flamabilidad o LFL (Lower Flammable Limit) y UFL (Upper Flammable Limit) por sus siglas en inglés. Con ayuda de estos resulta-dos se determinaron las zonas confinadas que se en-cuentran dentro de las zonas inflamables de la nube y los respectivos volúmenes de la misma disponibles para hacer ignición.
Las áreas confinadas fueron determinadas mediante el método presentado en el Yellow Book (TNO, 2005). Los pasos necesarios para el método se pre-sentan a continuación:
1) Definir las estructuras como figuras geomé-tricas básicas (cilindros, cajas y esferas). 2) Asumir una zona de ignición.
3) Determinar la dimensión más pequeña en un plano perpendicular a la dirección de propa-gación de la llama.
4) Determinar cuáles de estas estructuras perte-necen a una misma zona confinada, esto ocu-rre cuando las distancias entre las estructuras son menores a 10 veces la dimensión selec-cionada en el paso 3.
Siguiendo estos pasos se determinó que la dimen-sión más pequeña corresponde a 4 m, debido a que ningún de las estructuras se encuentra a más de 40 m de distancia toda la zona hasta el límite de las ulti-mas viviendas se considera una zona confinada. Los volúmenes de nube disponible para la ignición se determinan asumiendo conos en las diferentes al-turas y se presentan en la Tabla 6 y en la Tabla 7 el área para el corte presentado.
Los volúmenes obtenidos con PHAST son mucho mayores que los volúmenes obtenidos con FLACS. Lo que implica que la energía disponible para una explosión y para un flashfire es mayor en el caso de PHAST que en caso de FLACS y por tanto arrojaran mayores porcentajes de fatalidades a mayores dis-tancias. Un análisis más detallado de los tiempos de simulación de cada uno de los programas y de los
resultados obtenidos se realizara más adelante, junto con el análisis relacionado al cálculo de las conse-cuencias y del riesgo individual asociado a cada uno de los escenarios.
Debido a la dificultad para obtener un mallado simi-lar en ANSYS al ya generado en FLACS los resul-tados no son del todo comparables pues esto genera una incertidumbre muy alta. Por este motivo se si-muló únicamente el escenario MAOP. Los volúme-nes obtenidos de FLACS y ANSYS son muy simila-res sin embargo la forma de la nube generada en ANSYS es diferente a la generada por FLACS, esto pudo darse porque en la etapa inicial la liberación que está gobernada por el momento del jet. La direc-ción de la liberadirec-ción en FLACS se da en el sentido del eje X positivo pues FLACS presencia ciertas complicaciones al poner la fuga en Z positivo, sin embargo en ANSYS al poner l fuga en esta misma dirección se genera un flujo inverso y algunos erro-res en la simulación por lo que el flujo se colocó en la dirección de Z positivo.
Adicional a lo anterior los contornos de la nube en FLACS están mejor definidos esto puede ser porque el mallado generado en FLACS fue mucho más exacto que el generado en ANSYS por lo que con el segundo es posible que se perdiera información es-pecialmente en el borde de la nube donde la fracción empieza a bajar considerablemente.
Figura 10. Isocontornos para las nubes generadas por cada uno de los programas para el escenario MAOP.
Tabla 6. Volúmenes de nube inflamable para los resultados del escenario MAOP.
Volumen (m3)
FLACS 7069
PHAST 30630
ANSYS 5655
Tabla 7. Área de nube inflamable para los resultados del esce-nario MAOP a 18 m de altura.
Área (m2)
FLACS 1178
PHAST 5105
ANSYS 942
2.1.2 Condiciones Actuales
Lo resultados obtenidos con FLACS, PHAST y ANSYS para el escenario condiciones actuales se muestran en la Figura 11. En esta figura se observan el LFL y el UFL. El volumen de la nube se encuen-tra en la Tabla 8 y el área en la Tabla 9.
Los volúmenes obtenidos con PHAST son mucho mayores que los volúmenes obtenidos con FLACS y ANSYS. Lo que implica que la energía disponible para una explosión y para un flashfire es mayor en el caso de PHAST que en caso de los CFD y por tanto arrojaran mayores porcentajes de fatalidades a ma-yores distancias.
Figura 11. Isocontornos para las nubes generadas por cada uno de los programas para el escenario condiciones actuales.
Tabla 8. Volúmenes de nube inflamable para los resultados del escenario condiciones actuales
Volumen (m3)
FLACS 197
PHAST 3431
ANSYS -
Tabla 9. Área de nube inflamable para los resultados del esce-nario condiciones actuales a 9 m de altura.
Área (m2)
FLACS 66
PHAST 1144
3.6.Cálculo de las intensidades
Las principales intensidades a calcular son aquellas generadas por los eventos con mayores probabilida-des de ocurrir los cuales corresponden a explosión y flashfire.
2.1.3 Explosión (VCE)
Para la explosión las variables de interés son las so-brepresiones y el impulso generado por la explosión en cada uno de los escenarios y su cálculo se realiza mediante el modelo TNO (TNO, 2005). El cual con-sististe en utilizar diagramas (Anexo 1) que relacio-nan dichas variables con un valor para distancias es-caladas (Ecuación 5) a partir del punto de ignición y la energía disponible para la ignición representada por los volúmenes hallados en el inciso anterior.
̅
(
)
(5)
El punto de ignición se asume cercano a la fuga pues es el punto que tienen en común los dos escenarios en donde hay nube inflamable. La relación entre la sobrepresión y la distancia escalada se encuentra en gráficas.
El impulso es una función del tiempo de fase positi-va y la sobrepresión (Ecuación 6), el primero se en-cuentra de la misma forma que el segundo mediante una relación en graficas con la distancia escalada (Anexo 2).
(6)
Para los escenarios simulados se presentan en las Tablas 10 y 11, la sobrepresión, el tiempo de fase positiva y el impulso junto con la diferencia porcen-tual entre los valores calculados basados en la dis-persión de los programas tomando como referencia el mayor valor de los 3.
Tabla 10. Resultados para el pico de sobrepresión y el impulso para cada uno de los programas en el escenario MAOP. El va-lor dentro del paréntesis es el porcentaje de diferencia con res-pecto a los resultados de PHAST.
Tabla 11. Resultados para el pico de sobrepresión y el impulso para cada uno de los programas en el escenario condiciones ac-tuales. El valor dentro del paréntesis es el porcentaje de dife-rencia con respecto a los resultados de PHAST.
2.1.4 Flashfire
La masa aportada para el flashfire se define como la masa en la nube de vapor que se encuentre por deba-jo de ½ del LFL (AICHE, 1999). Utilizando las si-mulaciones de dispersión se calcularon las masas (Tablas 12 y 13) correspondientes a las regiones an-teriormente descritas. El tiempo de duración del flashfire y la radiación recibida por un receptor a una distancia específica se calculan utilizando las Ecuaciones 7, 8 y 9 (AICHE, 1999).
Tabla 12. Masa disponible para el flashfire para el escenario MAOP.
Masa (kg)
FLACS 78215,29
PHAST 114829,14
ANSYS 67328,26
Tabla 13. Masa disponible para el flashfire para el escenario a condiciones actuales.
Masa (kg)
FLACS 599,27
PHAST 1954,32
ANSYS -
Flacs Phast Ansys
162120 (0%) 162120 162120 (0%)
50662 (-68,75%) 162120 60795 (-62,5%)
30397 (-72,73%) 111457 30397 (-72,73%)
187 (-28,28%) 261 183 (-29,82%)
56 (-78,52%) 261 65 (-75%)
35 (-75,47%) 143 34(-76,08%)
Impulso (Ns/m2)
Dispersión
Pico de sobrepresión
(Pa)
Flacs Phast
121590 (-25%) 162120
30397 (-25%) 40530
10132(-16,67%) 12159
80 (-51,74%) 166
20(-51,34%) 42
42(-40%) 12
Pico de sobrepresión
(Pa)
Impulso (Ns/m2)
(7)
(8)
(9) La radiación recibida por un receptor a una distancia específica se presentan en las Tablas 14 y 15 para los dos escenarios junto a la diferencia porcentual. Al igual que con la explosión se observa que las in-tensidades generadas por el flashfire para PHAST son mayores que las obtenidas con FLACS y ANSYS en los dos casos.
Tabla 14. Resultados para la radiación emitida por el flashfire para cada uno de los programas en el escenario MAOP. El va-lor dentro del paréntesis es el porcentaje de diferencia con res-pecto a los resultados de PHAST.
Tabla 15. Resultados para la radiación emitida por el flashfire para cada uno de los programas en el escenario condiciones ac-tuales. El valor dentro del paréntesis es el porcentaje de dife-rencia con respecto a los resultados de PHAST.
3.7.Cálculo de las consecuencias
El cálculo de las consecuencias se realizó mediante el uso de los modelos probit (Ecuaciones 10 y 11) que según las intensidades calculadas en el inciso anterior permiten determinar los porcentajes de fata-lidades en función de la distancia. En el caso de la explosión se obtienen fatalidades por hemorragia pulmonar y por impacto (Tablas 16 y 17).En el caso del flashfire se determinó el porcentaje de fatalida-des por quemaduras (Tablas 18 y 19).
(10)
(
| | (
√ )) (11)
Hemorragia
pulmonar Impacto Quemaduras
k1 -77,1 -46,1 -14,9
k2 6,91 4,82 2,56
Variable
(V) Ps J teIe
4/3
/104
Tabla 17. Fatalidades por hemorragia pulmonar para cada uno de los programas en el escenario MAOP. El valor dentro del paréntesis es el porcentaje de diferencia con respecto a los re-sultados de PHAST.
Tabla 17. Fatalidades por hemorragia pulmonar para cada uno de los programas en el escenario condiciones actuales. El valor dentro del paréntesis es el porcentaje de diferencia con respecto a los resultados de PHAST.
Tabla 18. Fatalidades por quemaduras para cada uno de los programas en el escenario MAOP. El valor dentro del parénte-sis es el porcentaje de diferencia con respecto a los resultados de PHAST.
Tabla 19. Fatalidades por quemaduras para cada uno de los programas en el escenario condiciones actuales. El valor dentro del paréntesis es el porcentaje de diferencia con respecto a los resultados de PHAST.
Flacs Phast Ansys
6536 (-67,71%) 20244 5503 (-72,82%)
261 (-67,71%) 810 220 (-72,82%)
65(-67,71%) 202 55 (-72,82%)
Dispersión
Radiación (Pa)
Flacs Phast
413(-88,95%) 3743
17(-88,95%) 150
4(-88,95%) 37
Radiación (Pa)
Dispersión
Flacs Phast Ansys
78.61(0%) 78,61 78.61(0%) 2.17E-11 (-100%) 78,61 1.08E-07 (-100%)
0 (0%) 0 0 (0%)
Dispersión
Fatalidades (%)
Flacs Phast
11,6(-85,24%) 78,61
0 (-100%) 78,61
0 (-100%) 26,05
Fatalidades (%)
Dispersión
Flacs Phast Ansys
100 (0%) 100 100 (0%)
99,99 (-0,01%) 100 99,99 (-0,01%) 69,33(-30,66%) 99,99 42,77(-57,03%) Fatalidades
(%)
Como se podía esperar luego de los cálculos de dis-persión e intensidades se obtienen mayor número de fatalidades con PHAST que con FLACS y ANSYS, lo que llevara a mayores valores de riesgo como se muestra en la siguiente sección.
3.8.Cálculo del riesgo individual
El riesgo individual se calcula con el producto de las probabilidades de ocurrencia de un evento y la mag-nitud de las consecuencias (AICHE, 2000). De esta forma se utilizan los resultados obtenidos en la sec-ción anterior y en la secsec-ción 5.2 de este documento. La probabilidad de ocurrencia de una explosión es de 0,67 y de 0,23 para el flashfire y permiten definir un el riesgo en la mismas 3 distancias trabajadas a lo largo de todo el documento. Los valores de riesgo individual para cada una de las distancias y para ca-da uno de los escenarios se presentan en las Tablas 19 y 20 junto con la diferencia porcentual con res-pecto al mayor valor.
Tabla 19. Valores del riesgo individual para el escenario MAOP y diferencia porcentual.
Dispersión
FLACS PHAST ANSYS
Riesgo
(Fatalida-des/año)
9,85*10-4
(-28,9%)
1,39*10-3 9,85*10-4
(-28,9%)
7,76*10-4
(-44%) 1,39*10
-3 7,76*10-4
(-44%)
5,38*10-4
(-30,66%)
7,76*10-4 3,33*10-3
(-57%)
Tabla 20. Valores del riesgo individual para el escenario con-diciones actuales y diferencia porcentual.
Dispersión
FLACS PHAST
Riesgo (Fatalida-des/año)
8,66*10-4 (12,11%) 9,85*10-4 7,76*10-4 (21,25%) 9,85*10-4 5,38*10-4 (30,66%) 7,76*10-4
4.DISCUSIÓN DE RESULTADOS
Los resultados de dispersión arrojan cantidades de nube inflamable entre un 50% y un 90% superiores con PHAST que con FLACS lo cual se ve reflejado en los cálculos de intensidad, consecuencias y fi-nalmente riesgo. Generando mayores valores del riesgo individual para PHAST que para FLACS, que enmarcados en un contexto de aceptabilidad del riesgo y manejo del riesgo junto con respuesta a emergencias se pueden ver reflejados en un incre-mento en inversión para diseñar estrategias que pue-dan disminuir este valor de riesgo en el caso de PHAST.
Los porcentajes de diferencia entre PHAST con ANSYS y FLACS para el riesgo individual son del 0% para una distancia de 10 m lo que puede indicar que en los metros más cercanos al punto de ocurren-cia de eventos accidentales no se presentan diferen-cias a pesar del uso diferente de modelos, sin em-bargo los porcentajes oscilan entre 30% y 70% para las distancias de 50 m y 100 m el aumento en los porcentajes de diferencia para estos puntos puede deberse a factores como la presencia de obstáculos y rugosidad en FLACS y en ANSYS, parámetros que no pueden ser evaluados con exactitud en PHAST. En términos de costos de simulación FLACS repre-senta mayores costos al reprerepre-sentar mayores tiem-pos. Para las simulaciones presentadas en este do-cumento el tiempo de simulación tomado por FLACS fue de 8 días mientras que el tiempo de si-mulación generado por PHAST fue de menos de 2 minutos por simulación. Lo que implica que PHAST tiene costos mucho menores de simulación en com-paración con FLACS. Adicional a esto la construc-ción del escenario en FLACS toma más del doble del tiempo que la construcción en PHAST, para este escenario tomo alrededor de tres semanas la cons-trucción en FLACS y alrededor de un cuarto de hora la construcción en PHAST. Lo anterior en un con-texto de industria implica mayores costos en cuanto a tiempo de trabajo y tiempo de simulación.
A lo largo del proceso se disminuyó la incertidum-bre para el proceso de comparación al usar los mis-mos modelos fuente y los mismis-mos modelos en inten-sidades y consecuencias.
Las principales diferencias entre los modelos de los tres programas radican en las suposiciones y en la forma de resolución de cada uno de los programas. En el caso de los CFD se definen pequeños volúme-nes dentro del escenario en donde se resuelven las ecuaciones de Navier-Stokes obteniendo así resulta-dos más fieles a la realidad que los generaresulta-dos con
Flacs Phast
99,84 (-0,16%) 100
0 (-100%) 97
0 (0%) 0
Fatalidades (%)
PHAST, adicional a esto no incluye suposiciones fuertes sobre la dispersión como asumir que la dis-persión de la pluma se da de forma cónica y que la concentración tiene un perfil gaussiano, dos suposi-ciones que realiza el modelo utilizado por PHAST. Debido a las diferencias en el mallado de ANSYS con respecto a FLACS los resultados de este último no son directamente comparables y pueden tener alta incertidumbre. El mallado en ANSYS fue menos fino que el mallado en FLACS por lo que sus tiem-pos de simulación fueron menores. Sin embargo y a pesar de esta diferencia los resultados arrojados en cuanto a dispersión, intensidades y riesgo individual son un poco menores a los de FLACS pero muy si-milares, el principal motivo de esto podría ser el ma-llado pues al ser menos fino el de ANSYS hay in-formación que pudo haberse perdido durante la simulación generando un menor volumen de nube. En cuanto a la construcción del escenario es más fá-cil de visualizar en FLACS que además requiere co-nocimiento únicamente del área de seguridad de procesos, mientras que los escenarios en ANSYS re-quieren conocimientos con respecto a modelos espe-cíficos de los CFD como los modelos de turbulencia. 5. CONCLUSIONES
Las ventajas de PHAST sobre FLACS y ANSYS ra-dican principalmente en los costos de simulación y en el tiempo de construcción del escenario, en cuan-to a sus resultados se puede concluir que son con-servadores pero tienen diferencias superiores al 30% para distancias lejanas a los eventos accidentales lo cual podría implicar que los resultados de un análisis de riesgos con PHAST genere una necesidad de ma-yores inversiones en el momento de generar barreras de seguridad lo que puede llegar a ser un desventaja con respecto a los CFDs.
Sin embargo es posible decir que para casos donde se evalúen distancias menores a los 10 m PHAST arroja valores menores al 30% más que los CFDs y por lo tanto puede representar una alternativa más deseable debido a sus costos computacionales y al tiempo requerido para la construcción del escenario. La metodología planteada se adapta a escenarios re-lacionados con el transporte de gas natural por duc-tos teniendo en cuenta los requerimienduc-tos generales del QRA y las particularidades de escenarios de este tipo. Adicional a lo anterior la metodología plantea-da involucra el uso de las distintas herramientas computacionales comerciales disponibles para el análisis de consecuencias.
NOMENCLATURA
̇: Flujo másico [kg/s] : Coeficiente de descarga : Área de descarga [m2]
: Presión en el extremo 1 de la línea [Pa] : Constante de los gases ideales [m3 Pa/Kmol] : Temperatura de operación [K]
: Relación entre las capacidades caloríficas del gas
: Presión en el extremo 2 de la línea [Pa] : Factor de eficiencia de combustión : Factor de emisividad
: Factor de decaimiento de la tasa de liberación : Factor de flujo
p: Presión de operación de la línea [Pa] d: Diámetro de la tubería [m]
: Velocidad del sonido en el gas [m/s] : Flujo de calor por unidad de área [W/m2]
: Ángulo crítico. [°]
: Densidad de gas [kg/m3] : Densidad del líquido [kg/m3]
: Velocidad del gas [m/s] g: Constante gravitacional [m2/s]
: Ángulo geométrico [°] : Constante modelo probit
V: Variable independiente del modelo probit Y: Variables probit
P: Porcentaje de fatalidades J: Impulso [N s/m2]
ts: Duración de fase positiva [s]
ps: Pico de sobrepresión [Pa]
Er: Radiación generada por el flashfire [W/m2]
M: Masa disponible para el flashfire [kg]
r: Distancia de un sujeto al flashfire [m] Tf: Tiempo de flashfire [s]
R: Distancia de un sujeto hasta el punto de ignición [m]
E: Energía de combustión [J] P0: Presión atmosférica [Pa]
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