Transcript Annexe 22 - Rapport-CPCU-DRA-14-128309

RAPPORT D’ÉTUDE
02/10/2014
N° DRA-14-128309-09517A
Modélisation de l’explosion dans le local poste
de gaz CPCU
Projet de rapport final
Modélisation de l’explosion dans le local poste de gaz
CPCU
Projet de rapport final
Client: CPCU
Liste des personnes ayant participé à l’étude :
HEBRARD , Adrien WILLOT
DRA-14-128309-09517A
Benjamin
LEROUX,
Jérôme
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PRÉAMBULE
Le présent rapport a été établi sur la base des informations fournies à l'INERIS, des
données (scientifiques ou techniques) disponibles et objectives et de la
réglementation en vigueur.
La responsabilité de l'INERIS ne pourra être engagée si les informations qui lui ont
été communiquées sont incomplètes ou erronées.
Les avis, recommandations, préconisations ou équivalent qui seraient portés par
l'INERIS dans le cadre des prestations qui lui sont confiées, peuvent aider à la prise
de décision. Etant donné la mission qui incombe à l'INERIS de par son décret de
création, l'INERIS n'intervient pas dans la prise de décision proprement dite. La
responsabilité de l'INERIS ne peut donc se substituer à celle du décideur.
Le destinataire utilisera les résultats inclus dans le présent rapport intégralement ou
sinon de manière objective. Son utilisation sous forme d'extraits ou de notes de
synthèse sera faite sous la seule et entière responsabilité du destinataire. Il en est de
même pour toute modification qui y serait apportée.
L'INERIS dégage toute responsabilité pour chaque utilisation du rapport en dehors
de la destination de la prestation
Rédaction
Vérification
Approbation
NOM
J.HEBRARD
E. LEPRETTE
S. DUPLANTIER
Qualité
Ingénieur dans l’Unité
Expérimentation et
Modélisation de
l'Explosion
Responsable de
l’Unité EMEX
Responsable du pôle
Phénomène
dangereux et
structure
Direction des Risques
Accidentels
Direction des
Risques Accidentels Direction des Risques
Accidentels
Visa
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TABLE DES MATIÈRES
1. INTRODUCTION .............................................................................................. 5
1.1 Contexte de l’étude....................................................................................... 5
1.2 Eléments contractuels .................................................................................. 5
1.3 Organisation du document ........................................................................... 5
2. ETUDE DE L’EXPLOSION DU POSTE GAZ COTE STOCKAGE .................. 7
2.1 Détermination des effets de surpression ...................................................... 7
2.1.1 méthodologie et hypothèses de modélisation ............................................ 7
2.1.2 Résultats des modélisations : cas de la brèche 25 mm ........................... 10
2.1.3 Résultats des modélisations : cas du nuage au repos ............................. 10
2.1.4 Effets à l’extérieur .................................................................................... 11
2.2 Etude de la résistance de parois de différentes pièces adjacentes au poste de
gaz.............................................................................................................. 12
3. ANNEXES ...................................................................................................... 13
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1.
INTRODUCTION
1.1
CONTEXTE DE L’ETUDE
La société CPCU a déposé le 29 juillet 2014 un dossier de demande d’autorisation
d’exploiter pour la chaufferie de Bercy. Suite à cette demande, des précisions sur
certaines hypothèses de modélisation de l’explosion du futur local contenant le poste
gaz et l’éventuelle tenue de la paroi séparant le poste CPCU du poste GRDf ont été
demandées par l’inspection.
CPCU a sollicité l’INERIS pour réaliser des modélisations de l’explosion du local en
considérant différentes hypothèses en cohérence avec le projet. Ces modélisations
ont permis d’une part d’identifier la configuration permettant de limiter les effets à
l’extérieur et d’autre part de vérifier ensuite l’éventuelle tenue des différentes parois.
Suite à l’émission de cette analyse paramétrique, CPCU a demandé à l’INERIS de
refaire la modélisation de l’explosion du local en considérant les données d’entrée
mises à jour.
1.2
ELEMENTS CONTRACTUELS
La présente étude est conduite sur la base des documents suivants :
• Plans BERCY_PAF_plan20-12-13.dwg
• Plans au format tif : 05G, 06F, 09A, 13_B, 13_B_2, 16_1
• Plans au format pdf : YE3043_H_0_PL_X00074_B -PC 3 - Façades Local
Gaz, YE3043_H_0_PL_X00075_B - PC 3 - Coupes sur Local Gaz,
YE3043_H_0_PL_X00083_B - PC 5 - LOCAL GAZ – Toiture,
YE3043_H_0_PL_X00084_B - PC 5 - LOCAL GAZ - R-1,
YE3043_H_0_PL_X00150.1_A - IMPLANTATION POSTE GAZ
1.3
ORGANISATION DU DOCUMENT
Le présent rapport a pour objectif d’étudier les conséquences du scénario
d’explosion dans le futur poste gaz CPCU côté stockage.
NB : La tenue des bacs présents dans la zone de stockage lors de l’explosion
n’a pas été étudiée ni les effets dominos associés, cependant certains
scénarios envisagés montrent des signaux de pression susceptibles
d’endommager ces installations.
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2.
ETUDE DE L’EXPLOSION DU POSTE GAZ COTE STOCKAGE
2.1
DETERMINATION DES EFFETS DE SURPRESSION
2.1.1 METHODOLOGIE ET HYPOTHESES DE MODELISATION
Une géométrie simplifiée du bâtiment a permis de réaliser une simulation d’une
explosion et d’en déduire l’évolution de la pression dans les différentes pièces du
bâtiment en fonction du temps. Ce calcul est basé sur l’hypothèse que certaines
parois résistent alors que d’autres cédent à une pression donnée. Deux termes
sources ont été envisagés Toutes les simulations sont réalisées à l’aide de l’outil
Effex, dont une brève description est fournie en annexe.
La modélisation du scénario d’explosion est basée sur l’hypothèse que le nuage
inflammable remplit le local poste gaz CPCU numéroté 1 sur la figure suivante, dont
les dimensions sont 6,5 m x 3,5 m x 3,5 m. Lorsque le mélange inflammable atteint
les proportions stœchiométriques, une source d’inflammation amorce l’explosion qui
se propage dans tout le local. Par voie de conséquence, la pression augmente dans
la pièce, entraînant la rupture des différentes parois (murs et portes), et une montée
en pression dans les pièces adjacentes numérotées de 2 à 4 qui fait céder les
différentes parois frangibles.
Espace
escalier
Figure 1 : Disposition des pièces d’après le projet fournit par CPCU
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Par hypothèse, la pièce 1 contenant le poste est équipée d’un faux plafond à une
hauteur de 3,5 m cédant à une pression de rupture de 20 mbar. Les parois latérales
la séparant du conduit de ventilation, de l’escalier et des bacs R2 et R3 résistent à la
pression. Le mur de séparation avec la pièce (2), la porte et le faux plafond sont
soufflables (250 mbar pour la paroi et 50 mbar pour la porte). Le faux plafond est
ouvert vers la pièce (2). Le plancher de la pièce (1) est équipé d’une paroi soufflable
d’environ 20 m² (20 mbar).
Deux conduits de ventilation d’environ 0,4m² chacun sont considérés ouverts.
Le sol de la pièce (2) est en caillebotis permettant l’évacuation de la pression
directement vers le sous-sol. Les autres parois de la pièce (2) sont résistantes.
Deux termes sources sont envisagés :
1. une brèche de 25 mm de diamètre produisant un nuage turbulent,
2. une très petite fuite impliquant la formation d’un nuage au repos.
Dans les deux cas, le mélange inflammable est initialement stœchiométrique et est
cantonnée dans la pièce 1. Les caractéristiques de combustion sont présentées dans
le tableau suivant :
Combustion
Brèche de
25 mm
Vitesse laminaire de flamme (m/s)
0,42
Taux d'expansion (-)
6
Vitesse de combustion turbulente (m/s)
10
Tableau 1 : Caractéristiques de la combustion
Terme source
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Nuage au
repos
0,42
6
4
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Figure 2 : Représentation schématique des pièces et des parois soufflables haut :
vue de dessus, bas : vue en coupe
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2.1.2 RESULTATS DES MODELISATIONS : CAS DE LA BRECHE 25 MM
La figure suivante présente l’évolution de la pression en fonction du temps dans les
quatre pièces calculées à l’aide de l’outil EFFEX :
450
400
Pression (mbar)
P_1 (mbar)
350
P_2 (mbar)
300
P_3 (mbar)
P_4 (mbar)
250
200
150
100
50
0
-0,2
-0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
Temps (s)
Figure 3 : Evolution de la pression au cours du temps dans les différentes pièces :
cas de la brèche 25 mm
La pression maximale atteinte dans la pièce (1) est d’environ 400 mbar
correspondant au premier pic de pression. La montée en pression dans la pièce (2)
est logiquement décalée dans le temps et atteint une valeur également proche de
400 mbar. Le grand volume disponible dans le sous-sol (3) implique une montée en
pression plus longue qui atteint un maximum d’environ 350 mbar au bout de 0,15 s.
A partir de ce moment, toutes les pressions commencent à décroître, indiquant la fin
de la combustion lorsque tout le gaz disponible est brûlé.
2.1.3 RESULTATS DES MODELISATIONS : CAS DU NUAGE AU REPOS
Les évolutions de pressions sont présentées sur la figure suivante pour le cas du
nuage au repos.
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300
P_1 (mbar)
250
Pression (mbar)
P_2 (mbar)
P_3 (mbar)
200
P_4 (mbar)
150
100
50
0
-0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
Temps (s)
Figure 4 : Evolution de la pression au cours du temps dans les différentes pièces :
cas du nuage au repos
La pression maximale atteinte dans la pièce (1) au début (0.05s) est comprise entre
150 et 200 mbar dans le cas du nuage au repos. Cette pression n’étant pas
suffisante pour faire céder le mur séparant la pièce (1) de la pièce (2), la pression
s’évacue préférentiellement vers le sous-sol avant de remonter vers la pièce (2)
expliquant le pic de 250 mbar observé avant 0,3 s dans la pièce (2).
2.1.4 EFFETS A L’EXTERIEUR
Dans les deux cas, la pression est évacuée par les conduits d’aération mais il n’y
aura pas d’effets de pression à l’extérieur.
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2.2
ETUDE DE LA RESISTANCE DE PAROIS DE DIFFERENTES PIECES ADJACENTES
AU POSTE DE GAZ
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3.
ANNEXES
Annexe
Intitulé
Nombre de page
Annexe n°1
Description du logiciel EFFEX
Annexe n°2
Etude de la résistance des parois aux effets 5 pages
de surpression – Méthodologie et étude
détaillée d’une paroi soumis à l’explosion
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2 pages
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ANNEXE n°1 :
Description du logiciel EFFEX
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DESCRIPTION DE EFFEX
Le logiciel EFFEX permet de simuler le développement d’une explosion à l’intérieur
d’une enceinte en tenant compte:
• de la présence éventuelle d’ouvertures permanentes;
• de l’éclatement d’une ou plusieurs parois;
• de la projection progressive des fragments de ces parois.
Les résultats finaux sont l’évolution de la surpression interne en fonction du temps et
les caractéristiques de la trajectoire des fragments.
MODELISATION DE L’EXPLOSION
Le mélange est caractérisé par la vitesse de combustion et le taux d’expansion des
produits de combustion. La vitesse de combustion retenue est fonction du degré de
turbulence et des instabilités de combustion.
La surface du front de flamme est considérée constante et correspond
approximativement à l’aire de la plus grande sphère inscrite dans le volume
considéré.
Les variations de la pression sont fonction de la compétition entre l’augmentation
induite par la production de volume due à la combustion et la diminution provoquée
par les fuites à travers les ouvertures permanentes et les brèches qui se forment dès
qu’une paroi se rompt.
On considère que la pression est approximativement uniforme à l’intérieur de
l’équipement.
ECLATEMENT D’UNE PAROI
On estime par le calcul la surpression de ruine de la paroi considérée en tenant
compte, le cas échéant, de phénomènes spécifiques de chargement dynamique. On
doit pour cela estimer les dimensions vraisemblables des fragments. Très souvent,
cette évaluation est assez « naturelle » mais, dans certaines circonstances, un calcul
numérique spécifique est nécessaire.
Dès que la surpression de ruine est atteinte, les fragments sont soumis aux forces de
poussée (pression totale) de l’explosion et aux forces de freinage aérodynamique.
Un coefficient de traînée permet de tenir compte de la forme des fragments.
A mesure que les fragments s’éloignent de leur position initiale, la surface des
interstices entre les débris augmente, ce qui accroît d’autant la surface offerte à la
décharge des produits de l’explosion.
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PROJECTION DES FRAGMENTS
On considère à l’heure actuelle que la « portance » des fragments est négligeable et
que ces débris ne sont pas animés d’ un mouvement de rotation significatif.
On tient compte de l’évolution de la force de poussée en fonction de la position des
fragments par rapport au jet de produits de l’explosion.
La trajectoire des fragments et ses caractéristiques (vitesse, orientation) sont
calculées à partir des équations de bilan des forces.
METHODE DE RESOLUTION
Le modèle se présente sous la forme d’un ensemble d’équations différentielles (une
dizaine) non linéaires.
Ces équations sont résolues simultanément par une méthode aux différences finies
en suivant un schéma de résolution implicite, avec un pas de temps adaptatif qui
permet de réduire fortement les erreurs de résolution et évite les oscillations
numériques.
VALIDATION DU CODE
Les performances du code ont été testées par rapport:
*
à des essais d’explosion en laboratoire sur des enceintes munies d’évents
(pas d’effet de fragmentation);
*
à des essais d’explosion dans un bâtiment muni de paroi fragile;
*
aux informations obtenues à l’occasion d’enquêtes après accident.
Il apparaît que les résultats de simulation sont en bon accord avec l’expérience
notamment pour ce qui concerne les surpressions maximales, les durées d’explosion
et les distances de projection des fragments. La forme des signaux de pression reste
cependant assez différente des observations en raison de l’hypothèse d’une surface
de flamme constante.
REFERENCES
Ch. PROUST, 2000 : Prévoir les effets des explosions de poussières sur
l’environnement – EFFEX, un outil de simulation, rapport INERIS DRA CPr/CPr – 0022751/effexc.doc,
téléchargeable
sur
www.ineris.fr.
ANNEXE n°2 :
Etude de la résistance des parois aux effets de surpression –
Méthodologie et étude détaillée d’une paroi soumis à
l’explosion
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Principes de calcul- méthodologie
Le comportement des structures soumises à des ondes de pression n’est pas
seulement fonction de l’intensité (surpression maximale) de l’onde reçue, mais
également de sa durée et de sa forme. Soumise à un effort soudain, une structure
est accélérée et l’effet de l’inertie et des vibrations peut amener à une amplification
ou une atténuation des contraintes internes par rapport à un chargement statique. En
fonction des niveaux de pression et des durées considérés, on distingue 3 domaines
où les techniques de calcul sont différentes :
• quasi-statique ;
• pression-temps ;
• impulsionnel.
La méthode employée pour déterminer la résistance des structures aux actions
accidentelles utilise une analogie masse ressort. Elle consiste à représenter le
système réel par une masse associée à un ressort, dont le comportement lorsqu’il
est soumis à une sollicitation P(t) est représenté par l’équation suivante :
M.d 2x/dt 2 - R(t) = F(t)
où M et R sont la masse équivalente et la force de rappel équivalente et
( R (t ) = Kx pour un ressort élastique ).
F(t)
M
R(t)
≡
p(t)
Figure 5 : Analogie masse ressort
Dans le cadre de cette étude, et en première approche, une méthode analytique
basée sur des calculs statiques élastiques linéaires équivalents a été utilisée.
Cette méthode permet de s’affranchir de l’aspect dynamique du chargement et du
comportement de la structure. Le développement d’une analyse dynamique simple
montre qu’une pression dynamique peut être équivalente à une pression statique à
un facteur DLF (Dynamic Load Factor ou facteur de chargement dynamique) près.
En fait, il s’agit de déterminer une pression statique équivalente par la relation
suivante :
Pse = Pmax x DLF
Avec : Pse : pression statique équivalente
Pmax : pression maximale exercée sur la structure par l’onde de souffle.
Le coefficient DLF dépend :
• du rapport entre la durée de la surpression et la période propre de l’élément
de structure étudiée (tL / T) ;
• de la forme de la courbe P(t).
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La démarche de ce type d’analyse met en œuvre les étapes suivantes :
1. détermination de la pression maximale et la durée du chargement (Pmax et
tL, cf partie précédente) ;
2. détermination de la période propre de l’élément étudié (T) ;
3. déduction, en fonction du rapport (tL/T), du DLF à partir de la figure cidessous ;
Figure 6 : Facteur d’amplification dynamique pour un signal de forme triangulaire rectangle et
triangulaire isocèle
4. calcul de la pression statique équivalente ;
5. utilisation des règles classiques en génie civil pour calculer les structures.
Etude de la tenue de la paroi P123-Ext du scénario 1
Rappel des caractéristiques du mur
La paroi P123-Ext sont des dalles en béton armé supposé de 20 cm d’épaisseur
d’environ 2.60 m de long reposant sur des poutres en béton armé régulièrement
espacées.
N’ayant pas d’informations, l’INERIS suppose que cette paroi est constituée de 2
nappes d’armatures (une nappe inférieure, et une nappe supérieure) d’armatures
longitudinales et latérales de section moyenne par mètre linéaire égale à 1.15 x 10-3
m2/ml (soit un taux total d’armature égale à 180 kg/m3) d’enrobage supposée de 3
cm (AC) supposé en acier Fe E40. Ces armatures sont enrobées d’un béton
supposé de type B30.
Détermination de la pression statique limite admissible :
La paroi verticale est considérée soumise à une pression P uniformément répartie.
0
x
p
Mf
Le moment ultime linéaire est estimé de la manière suivante :
As f ds


0.85 f dc'

M u = As f ds . d −

2








Avec :
AS la section des aciers tendus, d distance qui sépare les fibres d’acier les plus
comprimés des aciers tendus,
fds contrainte dynamique de plastification des aciers :
f ds = 1.2 f y +
(1.05 f u − 1.2 f y )
4
fy : contrainte limite élastique des aciers
fu : contrainte ultime des aciers
f’dc : contrainte dynamique limite en compression du béton f’dc =1.25*fc
avec fc : contrainte statique limite en compression du béton
Les calculs sont effectués en supposant la dalle en béton armé en appui simple –
appui simple sur les poutres en béton armé régulièrement espacé tous les 2.60 m.
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La pression statique limite admissible est alors donnée par : Pstat _ adm =
8M u
L2
Application numérique :
Type de béton : B30, fc= 30 MPa
Nuance d’acier Fe E40, fy= 400 Mpa, fu=500 MPa
L=2.60 m
Pstat_adm= 1.3 bar
Détermination de la période de vibration et du coefficient DLF
On considère le déplacement latéral, illustré sur le schéma suivant, comme le mode
de déplacement dominant. Il s’agit du premier mode propre de vibration en flexion.
0
x
p
déplacement
Figure 21. Représentation du déplacement.
La période propre du ressort élasto-plastique équivalent à l’élément de structure
2π
considérée est donnée par : TN =
, avec
ωn
ωn = Ai
EI
µL4
Avec Ai=9.87
La période de vibration du ressort élasto-plastique équivalent à l’élément de structure
considérée est donc égale à 20 ms.
La courbe d’amplification dynamique associé au signal de surpression est donnée cidessous :
La durée de l’onde de surpression étant d’environ td= 0,6 s, le rapport td/TN est
d’environ 30. Le coefficient d’amplification dynamique DLF est donc égale à 1,2.
Détermination de la pression dynamique limite admissible :
La pression dynamique admissible est donnée par :
Pdyn _ adm =
Pstat _ adm
DLF
Ainsi la pression dynamique limite admissible est d’environ 1.1 bar
Cette pression est inférieure à la pression dynamique d’explosion s’appliquant sur la
paroi estimée à environ 2 bar.
Conclusion
La tenue élastique des dalles de toiture n’est donc pas assurée.
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