나프타분해플랜트의 부탄추출공정에서 부탄증기의 연속누출에 의한

증기운 폭발사고의 영향평가

손 민 일, 이 헌 창, 장 서 일, 김 태 옥

명지대학교 공과대학 세라믹화학공학부

The Consequence Analysis for Unconfined Vapor Cloud Explosion Accident by the Continuous Release of Butane Vapor

in the Debutanizing Process of Naphtha Cracking Plant

Min-Il Son, Hern-Chang Lee, Seo-Il Jang, Tae-Ok Kim

Department of Chem. Eng., College of Eng., Myongji University

서 론

최근 설비의 노후화 등으로 화재, 폭발 및 독성물질의 누출과 같은 중대산업사고가 자주 발생하고 있다. 특히, 폭발 중에서 증기운 폭발은 누출된 가연성 물질에 점화가 지연되는 경우에 발생되는 것으로서 대형사고를 일으킬 수도 있으며,1) 용기 또는 파이프와 건물 등과 같이 밀폐된 공간에서 발생하는 밀폐공간 증기운 폭발과 개방된 공간에서 일어나는 개방공간 증기운 폭발(unconfined vapor cloud explosion, UVCE)로 구분된다. 이때 폭발의 영향을 평가하는데 가장 많이 사용되는 이론은 TNT Equivalency Model이다.

사고영향 분석에 사용되는 모델로는 크게 누출원모델, 분산모델, 영향모델 등이 있으며2,3) 특히, 사고의 영향을 평가하는 경우에는 사고 당시의 공정조건, 대기 및 환경조건, 안전장치의 상태 등과 같은 사고결과에 영향을 미치는 매개변수들을 고려하여야 한다. 이중 분산모델은 가연성 물질의 경우에 메탄, 에틸렌 등과 같은 일부 물질을 제외하면 대부분 heavy 가스 분산모델이 사용되고 있으며1,4) 지금까지 제시된 모델로는 Britter와 McQuaid4)가 제시한 BM모델과 Hoot, Meroney와 Peterka5)가 제시한 HMP모델, 네델란드 TNO연구소에서 제시한 TNO모델, 그리고 DIGADIS모델, SLAP모델 등이 있다.

본 연구는 나프타분해공장의 부탄추출공정에서 부탄증기가 연속적으로 일정한 높이에서 누출되는 경우에 대하여 분산모델 중에서 HMP모델을 사용하여 개방공간 증기운 폭발의 사고결과에 대한 영향평가를 수행하고, 이를 바탕으로 사고결과에 미치는 공정변수들의 영향을 해석하였다.

이 론

1. 분산모델

가연성 증기가 연속적으로 누출되는 경우에 Richardson수는 (식 1)과 같이 표시되며 Rio가 0.003보다 크면 heavy gas누출이 된다.3,4)

[eqn: rm Ri_o ~=~ {g( rho _{r e l} - rho _a )dot V} over { rho _a U_10 ^3 d_s }]	(식 1)

HMP모델에서 플럼이 지면에 도달하게 되는 거리, XTD(m)와 그때의 농도, CTD(kg/m3)와 플럼이 지면에 도달할 때의 ppm농도, CTD,ppm과 하강한 증기가 안정된 흐름을 갖기 위한 임계조건이 형성되는 거리, XC는 각각 (식 2), (식 3), (식 4), 그리고 (식 5)를 사용하여 산출할 수 있다.5)

[eqn: rm X_TD~ =~ X_m + 0.56d_s LEFT { {U} over { LEFT [ rho d_s ({ rho_{r e l} - rho _a } over rho _a ) RIGHT ] ^{1/2} } RIGHT } ( U over v )^{1/2} LEFT { ( {TRIANGLE h} over d_s )^3 LEFT [ (2+{H_s}over { TRIANGLE h} )^3 -1 RIGHT ] RIGHT }^{1/2}]	(식 2)

[eqn: rm C_TD ~=~3.1({dot V `rho _{r e l} } over Ud_s^2 )({H_s + 2 TRIANGLE h} over d_s )^{-1.95}]	(식 3)

[eqn: rm C_TD,ppm ~=~ C_TD ({RT_a ~TIMES~ 10^6} over MP_a )]	(식 4)

[eqn: rm X_c ~=~X_TD ( {5,000 over {C_TD,ppm}})^-1.538]	(식 5)

산출하고자 하는 관심거리, X(m)에서 누출물질의 농도, C(kg/m3)는 X<XC인 경우에는 (식 6)으로부터, 그리고 X>XC인 경우에는 (식 7)로부터 각각 산출할 수 있으며, 일반적으로 XTD가 XC보다 큰 경우에는 XC가 XTD와 동일하다고 가정한다.5)

[eqn: rm C~=~C_TD ( X over X_TD )^-0.65]	(식 6)

[eqn: rm C~=~C_TD ( X_C over X_TD )^-0.65 ( X over X_C )^-1.7]	(식 7)

특히 (식 2)와 (식 3)에서 플럼을 형성하여 최대로 상승하는 높이, □h(m)는 (식 8) 및 (식 9)에 의해 각각 산출하여 두 값 중에서 작은 값을 사용한다.3,5)

[eqn: rm TRIANGLE h~=~1.32d_s LEFT [ v over U RIGHT ]^1/3 LEFT [ rho _{r e l} over rho _a RIGHT ] ^1/3 LEFT { v over {LEFT [ g`d_s ({ rho _{r e l}- rho _a} over rho _{r e l} ) RIGHT ]^1/2 } RIGHT }^2/3]	(식 8)

[eqn: rm TRIANGLE h~=~2.96~ TIMES ~{vd_s} over {LEFT [ gd_s ({ rho _{r e l} - rho _a} over rho _{r e l}) RIGHT ]^1/2 }]	(식 9)

또한 플럼이 최대로 상승한 지점에서의 농도, Cm(kg/m3)과 플럼이 최대로 상승하는 지점까지의 바람방향 거리, Xm은 (식 10)과 (식 11)에 의해 산출할 수 있다.

[eqn: rm C_m ~=~ 2.15 ( {dot V rho _{r e l}} over {Ud_s^2} )~( TRIANGLE h over d_s )^-1.85]	(식 10)

[eqn: rm X_m ~=~ d_s LEFT { v over { LEFT [ gd_s ({ rho _{r e l} - rho _a} over rho _{r e l} ) RIGHT ]^1/2 } RIGHT }^2 LEFT { U over v RIGHT }]                                   (식 11)

바람속도는 일반적으로 10 m에서 측정된 바람속도, 즉 U10(m/s)을 기준으로 (식 12)에 의해 산출한다. 또한 연속누출과 순간누출을 구분하는 방법은 총 누출된 시간과 누출기체의 이동시간을 비교하여 임의의 지점까지 이동한 시간, ttr(s)이 누출된 시간, td(s)보다 큰 경우에 연속누출로 판정하며 이때 이동시간은 (식1307)에 의해 산출할 수 있다.3)

[eqn: rm U ~=~ LEFT( {H_s} over H_R RIGHT )^fs U_10]	(식 12)

[eqn: rm t_tr ~=~ {2X_tr} over U]	(식 13)

2. 개방공간 증기운 폭발모델

TNT 당량모델에서 증기운 폭발에 의해 방출되는 에너지를 TNT 당량, W(kg)로 나타내면 (식 14)와 같으며, 폭발지역내에 존재하는 증기의 질량, Mw는 (식 15)와 같이 산출할 수 있다.  따라서 (식 14)에 의해 산출된 값을 사용하여 (식 16)에 의해 환산거리, Z(m)를 산출하고 문헌값에 의한 실험자료2,6)인 그래프에 의해 관심거리에서의 과압(kPa)을 산출할 수 있다.

[eqn: rm W ~=~ { eta M_w H_C} over {H_C_TNT}]	(식 14)

[eqn: rm M_w ~=~ t_tr dot Q]	(식 15)

[eqn: rm Z~=~ X over {W}^1/3}]	(식 16)

매개변수 산출 및 공정변수의 영향

1. 누출 시나리오

본 연구에서 부탄증기의 누출사고가 발생한다고 가정한 부탄추출공정의 공정 및 배관 계장도는 Fig. 1에 나타내었다. 디부타나이저에 대하여 HAZOP을 수행한 결과, 환류드럼으로 공급되는 배관에 설치된 압력조절기 B에 오염물질이 침착되어 정상적인 성능을 발휘하지 못하여 이상압력이 상승하는 경우에 디부타나이저에 용접된 연약부분에서 누출공이 발생하여 누출에 의한 개방공간 증기운 폭발사고를 예상할 수 있었다.

Fig. l. Debutanizing process

2. 매개변수 산출

본 연구에서는 파이프내에 부탄증기만이 존재하고 누출로 인한 파이프 내부에 있는 주 흐름의 압력변화는 무시할 수 있으며, 부탄증기는 누출후에도 상변화가 일어나지 않는다고 가정하였다. 또한 누출공의 직경은 관직경(18 in)의 50%인 0.2286 m, 10 m의 기준높이에서 바람속도는 1 m/s, 환경조건은 시골(rural)과 대기안정도 B의 조건(0.07), 대기온도는 298K로 가정하였다.

표준조건인 누출시간 10분과 관심거리 200 m에서 증기의 이동시간을 (식 13)에 의해 산출한 결과(406.3 초)로 연속누출임을 알 수 있었고, 산출한 Rio는 1404.96으로 0.003보다 크므로 HMP모델을 적용할 수 있었다. 이상기체 상태방정식을 사용하여 산출한 누출증기의 밀도는 2.368 kg/m3이었다. 또한 XC와 XTD를 산출한 결과는 각각 724.569와 91.853 m로 XC가 큰 값을 나타내어 (식 6)을 이용하여 부탄증기의 연소하한농도(1.8 %) 및 연소상한농도(8.4 %)에 도달하는 거리(XLFL 및 XUFL)를 각각 산출하였다. 이상의 결과로 본 연구에서 설정한 표준조건에서 분산모델에 의해 산출된 매개변수들의 값을 Table 1에 나타내었다.

Table 1. Parameters calculated by the Dispersion Model.

Parameters		Results
Wind speed at the release point(m/s)		0.98450
Density(kg/m3)		2.1232
Plum rise(m)		41.2286
Dilution factor(m3/kgmol·K)		0.09678
Downwind distance to max. plume rise(m)		25.331
Concentration at the point of max. plume rise(kg/m3)		0.2457
Downwind distance to plume touchdown(m)		91.853
Concentration(kg/m3)	plume touchdown point	0.04552
	200(m)	0.02745
UFL & LFL Distance(m)		11.2, 120.2

TNT 당량모델에 의한 개방공간 증기운 폭발 사고결과를 해석하기 위하여 누출량을 LFL에 도달한 시간을 기준으로한 모델 UVCE Ⅰ과 LFL과 UFL에 도달한 시간을 기준으로한 모델 UVCE Ⅱ로 구분하였다. 특히 연소범위내에서는 부탄증기의 100%가 연소한다고 가정하고 폭발계수(□)를 1로 가정하였으며 산출한 매개변수들의 계산결과는 Table 2에 나타내었다.

Table 2. Calculated parameters of UVCEs.

Model Parameters	UVECⅠ	UVCEⅡ
Advection time	122.1	-
Quantities of release gas(kg)	10711	19419.1
Equivalent mass of TNT(kg)	112968	204813
Scaled distance(m)	4.14	3.393
Overpressure(kPa) at 200 m	37.35	55.097

Fig.2. Effect of operating P & T

on overpressure.

3. 공정변수의 영향

UVCE 사고에 의한 과압에 미치는 조업온도와 압력의 영향은 Fig. 2에서와 같이 두 산출모델에서 거의 유사한 경향을 나타내었다.

결 론

누출된 부탄증기가 분산하여 폭발이 가능한 범위는 11.2 m에서 120.2 m까지로 나타났으며, 200 m에서 받게 되는 과압은 약 37.35∼55.1 kPa으로 추산되었다. 또한 LFL에 도달하는 시간을 기준으로 산출한 모델 UVCE Ⅰ에서보다 LFL과 UFL에 도달하는 시간을 기준으로 산출한 모델 UVCE Ⅱ에서의 과압이 상당히 큰 값을 나타내어 모델 UVCE Ⅱ의 사용이 보다 바람직한 것으로 평가되었다. 이때 조업온도는 사고결과에 크게 영향을 미치지 않으나 UVCE Ⅱ모델에서 과압에 미치는 조업압력의 민감도는 약 10 kPa/1 기압으로 나타났다.

참고문헌

1.	Industrial Risk Insurers(IRI), "Oil and Chemical Properties Loss Potential	Estimation Guide", IRI Information, IM 8011, 1992.

2.	Crowl, D. A. and Louvar, J. F., "Chemical Process Safety : Fundamentals	with Applications", Prentice-Hall Inc., New York, 1990.

3.	Process Safety Institute and JBF Associates Inc., "Consequence Assessment	and Mitigation", American Institute of Chemical Engineer(AIChE), New York,	1994.

4.	Britter, R. E., and McQuaid, J., "Workbook on the Dispersion of Dense	Gases", Health and Safety Executive(HSE), No. 17, U. K., 1988.

5.	Hoot, T. G., Meroney, R. N., and Peterka, J. A., "Wind Tunnel Tests of	Negatively Buoyant Plumes", EPA-650/3-74-003(NTIS PB 231590), The Fluid	Dynamics and Diffusion Laboratory of Colorado State University and	Environmental Protection Agency, Oct., 1973.

6. Lees, F. P., "Loss Prevention in the Process Industries", Vol. 2, Botterworths	-Heinemann Ltd., Vol. 2, London and Boston, 1991.