Anlage 7

Gutachten/Nr. TPA/04/GF 1.4/2320/02 

Untersuchung von flugbetrieblichen Auswirkungen 

auf die Sicherheit von Betriebsanlagen und den Arbeitsschutz 

der Firmen TICONA und InfraServ in Kelsterbach für den Ist-Fall 

Anlage 7: Auswirkungsbetrachtungen 

Anlage 7: Auswirkungsbetrachtungen 1 

Anlage 7.1: Freisetzung von Bortrifluorid 2 

Anlage 7.2: Brand von Methanol 4 

Anlage 7.3: Explosionsereignisse 10 

Anlage 7.4: Brand in der Ethylen-Verdichterstation 13 

Anlage 7.5: Explosion in der Ethylen-Verdichterstation 17 

Anlage 7.6: Brand im Lager P 205 23 

Anlage 7.7: Freisetzung von Formaldehyd 25 

Anlage 7.8: Abriss der Erdgasleitung 29 

Anlage 7.9: Abriss der Methanol-Versorgungsleitung 32 

Anlage 7.10: Brand von Triethylamin 34 

In der vorliegenden Anlage sind die Ergebnisse der durchgeführten Freisetzungs-, Brand- und 

Explosionsberechnungen dargestellt. 

Im Rahmen dieses Gutachtens werden anhand des von dem Werk Kelsterbach der Firma TICONA 

GmbH ausgehenden stofflichen Gefährdungspotenzials Auswirkungsbetrachtungen für ausgewählte 

Szenarien durchgeführt. Im Einzelnen werden folgende Szenarien als abdeckend für die 

unterschiedlichen Gefahrenmerkmale der Stoffe beschrieben: 

1. Freisetzung von BF3 (Gefährdung durch sehr giftige Stoffe) 

2. Brand von Methanol in den Tanklägern 84, 84N und 85 (Gefahren durch leichtentzündliche 

Flüssigkeiten bezüglich Brandauswirkungen) 

3. Explosion von Methanoldämpfen in den Tanklägern 84, 84N und 85 (Gefahren durch 

leichtentzündliche Flüssigkeiten bezüglich Explosionsauswirkungen) 

4. Brand von Ethylen (Gefahren durch hochentzündliche Gase bezüglich Brandauswirkungen) 

5. Explosion von Ethylen in der Ethylenverdichterstation (Gefährdung durch hochentzündliche 

Gase) 

6. Brand im Lager P 205 (Gefährdung durch Brandgase) 

7. Freisetzung von Formaldehyd (giftiger Stoff im Tanklager 84) 

8. Brand von Erdgas (hochentzündliches Gas im Bereich der Straße 02) 

9. Abriss und Brand der Methanol-Versorgungsleitung zwischen P 252 (Methanol-Abfüllstation) 

und dem Tanklager 84/85 sowie der Methanol-Pipeline im Eingangsbereich des Geländes der 

Fa. TICONA GmbH 

10. Brand von Triethylamin (brennbare Flüssigkeit im Bereich des Tanklagers 85) 

TÜV Pfalz Anlagen und Betriebstechnik GmbH Datei: Anlage_7_Auswirkungsbetrachtung_Rev-B 

Geschäftsfeld 1.4 Anlagensicherheit Stand: 09. Februar 2005 

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Anlage 7.1: Freisetzung von Bortrifluorid 

Auf Grundlage der von TICONA zur Verfügung gestellten Informationen über die Lagerung von BF3 in 

einem Bunker und die Lage und maximale Freisetzungsmenge der BF3-Rohrleitung zwischen dem 

BF3-Bunker und der Polymerisationsanlage wurde die Freisetzung von BF3 aus einer durch 

Trümmerflug beschädigten Rohrleitung berechnet. 

Nach den Angaben von TICONA erfolgt die BF3-Lagerung so, dass auch im Fall eines 

Flugzeugabsturzes auf den BF3-Bunker oder die Einwirkungen eines Kerosinbrandes keine 

Freisetzung von BF3 aus einer der BF3-Kugeln zu besorgen ist. Daher verbleibt als einziges 

Freisetzungsszenario (auch im Sinne eines „Dennoch-Szenario“) nur der Abriss der BF3-Leitung. 

Die Ausbreitungsbetrachtungen wurden mit dem anerkannten Verfahren nach der VDI Richtlinie 3783 

Blatt 1 [VDI-1987] durchgeführt. Die Berechnungen wurden für die Rauhigkeitsklasse 5 gemäß VDI 

3783 Blatt 1 durchgeführt. Dieser Wert kann für ein bebautes Werksgelände angesetzt werden. Für 

die Berechnung wurde eine spontane Freisetzung der maximal in der Rohrleitung befindlichen BF3- 

Menge von 300 g mit einer Sekunde Dauer angenommen. Die Annahme einer Entspannung in dieser 

Zeit ist nur für den Fall eines Trümmerflugs auf eine abgeschlossene Rohrleitung von geringem 

Volumen realistisch. Berechnungen für längere Freisetzungszeiten von 10 s bzw. 100 s zeigen 

allerdings, dass diese bzgl. der Immissionskonzentrationen ein konservativer Ansatz darstellt. 

Bewertung und Resultate: 

In der VDI-Richtlinie 3783 Blatt 1 [VDI-1987] wird für die ungünstigste Ausbreitungssituation eine 

Sperrschicht in 20 m Höhe vorgegeben. Dieser Wert wurde Konservativerweise in der Berechnung 

zugrunde gelegt. 

Die Erhöhung der effektiven Freisetzungshöhe durch den Auftrieb des freigesetzten BF3 aufgrund des 

Brandes von im Flugzeug mitgeführtem Kerosin wurde nicht berücksichtigt, da konservativ davon 

ausgegangen werden kann, dass der Abriss der BF3-Leitung auch durch Trümmerflug, abseits eines 

Kerosinbrandes erfolgen kann. 

Zusammenfassend sind in folgender Tabelle Anlage 7.1-1 die für das Szenario 1.a. verwendeten 

Eingabeparameter für die Berechnung nach VDI 3783 Blatt 1 aufgelistet: 

Parameter Werte 

Freisetzungshöhe Bodennah (1,2 m) 

Freisetzungsrate an BF3 

Höhe der Sperrschicht 20 m 

mittlere Windgeschwindigkeit 3 m/s 

Rauhigkeitsklasse 5 

Tabelle Anlage 7.1-1: Berechnungsparameter 

300 g/s, spontan in 1 s 



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Abbildung Anlage 7.1-1 zeigt das Ergebnis der im Rahmen des vorliegenden Gutachtens 

durchgeführten Berechnungen mit der im VDI-Modell festgelegten Höhe der Sperrschicht von 20 m 

mit bodennaher Freisetzung bei einer spontan freigesetzten Menge von 300 g BF3 für die ungünstige 

Ausbreitungssituation (ohne thermische Überhöhung). 

Der ERPG-2-Wert von BF3 (30 mg/m 3 ) wird unter dieser Annahme ab einer Entfernung von etwa 55 m 

und der IDLH-Wert (70 mg/m 3 ) ab ca. 40 m unterschritten. Der ERPG-3 (100 mg/m 3 ) von BF3 wird bei 

einer Distanz vom Freisetzungsort von etwa 35 m unterschritten. 

max. Immisionskonzentration in mg / m 3 

1.000 

100 

10 

1 

Freisetzung von 300 g BF 3 aus der Dosierleitung 

von dem BF 3 -Bunker zu der Polymerisationsanlage 

Freisetzung 300 g/s; bodennah, 

20 m Sperrschicht, spontane Freisetzung 1s 

ERPG-2-Wert = 30 mg/m 3 

IDLH-Wert = 70 mg/m 3 


0,1 

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 

Entfernung in m 

Abb. Anlage 7.1-4: Ausbreitungsdiagramm für die Freisetzung von BF3 beim Bruch der 

Rohrleitung zwischen dem BF3-Bunker und der Polymerisationsanlage 

Die Freisetzung aus größerer Höhe, z.B. bei einem Abriss auf der Rohrbrücke oder im Gebäude der 

Polymerisationsanlage würde zu einer geringfügigen Verschiebung des Immissionsmaximums hin zu 

größeren Radien führen. Da allerdings in diesen Fällen immer auch von einem lokalen Brand 

auszugehen ist, resultieren in Kombination mit der thermischen Überhöhung durch den Brand 

insgesamt geringere Einwirkungsradien. Daher ist die hier betrachtete Bodennahe Freisetzung 

abdeckend. 

Eine Gefährdung von Personen außerhalb des Anlagengeländes oder im Bereich des 

Verwaltungsgebäudes kann vernünftigerweise ausgeschlossen werden. 



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Anlage 7.2: Brand von Methanol 

Zum Brand von Methanol werden in diesem Gutachten folgende Szenarien betrachtet: 

2.a. Brand im Tanklager 84, 84 N und 85 durch Zerstörung sämtlicher Methanoltanks. 

2.b. Brand im Tanklager 84, 84 N und 85 durch Zerstörung eines Methanoltanks in der größten 

Tanktasse. 

Betrachtet werden die Auswirkungen der beim Brand resultierenden Wärmestrahlung. 

Zu 2.a. 

Die Wärmestrahlung hängt von der Windgeschwindigkeit und der Lachengröße ab. Die Berechnungen 

im Rahmen des vorliegenden Gutachtens erfolgten für eine Windgeschwindigkeit von 3 m/s. Die obere 

Grenze für die Lachenfläche bei einem flächendeckenden Brand im Tankfeld 84, 85N und 85 

entspricht einem Wert von etwa 3.900 m 2 , wenn man unterstellt, dass keine weiteren Flächen 

außerhalb der Tankläger mit Methanol bedeckt werden. Im Falle eines Absturzes ist allerdings davon 

auszugehen, dass die Rückhaltefunktion der Tanktasse nicht mehr gegeben ist. In diesem Fall können 

größere Brandflächen (bis zu 5.000 m 2 ) auftreten. Die nachfolgend beschriebenen Berechnungen 

beziehen sich daher auf eine Fläche der brennenden Methanollache von 5.000 m 2 . 

Die zusätzlichen Brandflächen, die durch einen Kerosinbrand hervorgerufen werden, sind nicht 

berücksichtigt. Unterstellt man, dass sich ein Kerosinbrand entlang der Streufläche ausbildet, so 

ergäbe sich unter der Annahme einer Streubreite von 65 m (entspricht der Spannweite des 

Flugzeugs) und einer Streulänge von 100 m eine betroffene Fläche von 6.500 m 2 . Die Streulänge von 

100 m ist allerdings nur im dicht bebauten Bereich der Produktionsanlagen plausibel. Im weniger 

bebauten östlichen Anlagengelände sind Streulängen bis zu 400 m möglich 1 . 

Bei dem nicht ausgeschlossenen Brand der Produktionsanlagen ergeben sich ebenfalls Flächen, die 

in einer Größenordnung von 5.000 m 2 . 

Nach dem Yellow Book der TNO [TNO-1997] kann die Wärmeleistung in Abhängigkeit von der Distanz 

zur Lache, dem Lachendurchmesser und der Windgeschwindigkeit mit Hilfe eines von der TNO 

entwickelten Punktstrahlungsmodells berechnet werden. Neben der Verbrennungsenthalpie wird bei 

diesem Modell die Flammenlänge benötigt. Bei den Berechnungen für die Szenarien 2.a. und 2.b. 

kamen drei Modelle zur Ermittlung der Flammenlänge zum Einsatz. 

Im Einzelnen handelt es sich dabei um: 

• 

• 

• 

Modell nach Thomas [TNO-1997] 

Modell nach Moorhouse [UBA-2000] 

Modell der American Gas Association (AGA) [UBA-2000]. 

1 Die Werte für Streulängen ergeben sich aus der Auswertung von Absturzdaten; siehe Anlage 8 



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In allen drei Modellen wird die Abbrandrate der brennenden Substanz benötigt. Sie wurde nach dem 

Modell von Burgess und Zabetakis [UBA-2000] berechnet. Hiernach gilt für die 

Abbrandgeschwindigkeit: 

mit: 

v = v 

∞ 

⋅ [ 1− 

exp( −k 

1 

⋅ d)] 

� v: Abbrandgeschwindigkeit in cm/min 

� v∞: Abbrandgeschwindigkeit für eine Lache mit unendlichem Durchmesser 

(= 0,17 cm/min für Methanol) [UBA-2000] 

� k1: Konstante (= 0,046 für Methanol) [UBA-2000] 

� d: Lachendurchmesser in cm 

Die Abbrandrate m’ ergibt sich aus der Multiplikation der Abbrandgeschwindigkeit mit der Dichte von 

Methanol. Sie beträgt 794 kg/m³ bei 20°C [VDI-1994]. Es zeigt sich, dass die Abbrandrate für 

sämtliche in diesem Gutachten betrachten Lachenbrandszenarien mit Methanol unabhängig von der 

jeweiligen Lachengröße einen Wert von 0,023 kg/m 2 ⋅s annimmt. 

Um die Strahlungsdichte in einem vorgegebenen Abstand vom Brandherd zu berechnen, wird die 

Verbrennungsenthalpie von Methanol benötigt. Sie wurde dem „Yellow Book“ der TNO entnommen 

und beträgt 1,958⋅10 7 J/kg [TNO-1997]. 

Für den Fall, dass die Lachenfläche infolge der Zerstörung der Tanktasse 5.000 m 2 beträgt, ist der 

Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung in der folgenden Abbildung Anlage 7.2.1 für eine 

Windgeschwindigkeit von 3 m/s dargestellt. Gezeigt sind die einzelnen Funktionen für die 

unterschiedlichen Flammenlängenmodelle. Für die Bewertung der Auswirkungen auf benachbarte 

Anlageteile oder Bereiche außerhalb des Betriebsbereichs wird auf die Resultate mit dem 

konservativsten Modell (AGA-Modell) zurückgegriffen. 



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Wärmestrahlungsfluss in kW/m 2 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

Methanollache 

3 m/s Windgeschwindigkeit 

5.000 m 2 Lachenfläche 

Thomas-Modell 

Moorhouse-Modell 

AGA-Modell 

0 

0 100 200 300 400 500 


Abb. Anlage 7.2-1: Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung bei einem Methanolbrand 

für eine Lachenfläche von 5.000 m 2 für verschiedene Modelle. 



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Zu 2.b.: 

Für das Szenario 2.b gilt gleiches wie für Szenario 2.a., mit dem Unterschied, dass mit der Größe der 

Tanktasse von 462 m 2 die Lachenfläche festgelegt ist. Die folgende Abbildung Anlage 7.2-2 zeigt den 

resultierenden Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung von der Tanktasse für die 

verwendeten Flammenlängemodelle. 


50 

40 

30 

20 

10 

Methanollache 


462 m 2 Lachenfläche 

Thomas-Modell 


AGA-Modell 

0 

0 25 50 75 100 125 150 175 200 


Abb. Anlage 7.2-2: Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung bei einem Methanolbrand 

für eine Lachenfläche von 462 m 2 für verschiedene Modelle. 

Nachfolgend wird die Auswirkung eines Methanolbrands für die freigesetzte Menge aller 

Methanoltanks betrachtet. Die Entfernung des Methanollagers zu der im Süden angrenzenden ICE- 

Linie und zur Autobahn A3 beträgt ca. 280 m. Die nord-westliche Bahnlinie sowie die Bundesstrasse 

B43 befinden sich in einer Entfernung von 160 m vom Methanollager. Für den Fall von Lachenflächen 

bis 5.000 m 2 , ergeben sich nach den einzelnen Modellen in 160 m Entfernung für eine 

Windgeschwindigkeit von 3 m/s folgende Wärmestrahlungsdichten: 

• 

• 

• 

Thomas-Modell: 2,3 kW/m 2 

Moorhouse-Modell: 4,2 kW/m 2 

AGA-Modell: 14,2 kW/m 2 



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Die Skalierung der Flammenhöhe mit der Lachenfläche ist für die drei Modelle in den folgenden 

Gleichungen angegeben und in der Abbildung Anlage 7.2-3 dargestellt. Hierbei ist zu beachten, dass 

die Gleichungen für kreisförmige Lachen gelten, in denen über der Lachenfläche eine gleichförmige 

Abbrandrate vorliegt. Dies ist außer bei einem Brand in einer abgegrenzten Tanktasse nicht gegeben. 

In so weit stellen die Gleichungen eine konservative Beschreibung von Brandauswirkungen dar. 

Thomas-Modell: 

l(u) = 

mit uC 

= 3 


AGA-Modell 

mit 

l( 

u) 

= 

0,67 

⎛ m' ⎞ 

55 ⋅ d⋅ 

⎜ ⎟ ⋅u' 

(u) 

⎜ ρL 

g d ⎟ 

⎝ ⋅ ⋅ ⎠ 

g ⋅ m'⋅d 

ρ 

L 

⎛ 

6, 

2 ⋅ d⋅ 

⎜ 

⎝ ρ 

L 

m' 

⎞ 

⎟ 

⋅ g⋅ 

d ⎟ 

⎠ 

−0, 

19 

0, 

254 

⎛ m' 

⎞ 

l( u) 

= d⋅ 

⎜ ⎟ ⋅u' 

( u) 

⎜ 

L g d ⎟ 

⎝ ρ ⋅ ⋅ ⎠ 

0,21 

⋅u' 

( u) 

0, 

06 

� u: Windgeschwindigkeit in m/s (= 3 m/s) 

−0, 

044 

� ρL: Dichte der Luft in kg/m 3 (= 1,2 kg/m 3 ) 

� g: Erdbeschleunigung (= 9,81 m/s 2 ) 

� d: Lachendurchmesser 

� u’(u) skalierte Windgeschwindigkeit u/uc 

� m’ Abbrandrate (= 0,023 kg/m 2 s, siehe oben) 



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Flammenlänge in m 

350 

300 

250 

200 

150 

100 

50 

Flammenlängenmodell nach 

Thomas 

Moorhouse 

AGA 

0 

500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500 5.000 

Lachenfläche in m 2 

Abb. Anlage 7.2-3: Flammenhöhe als Funktion der Lachenfläche für die drei Modelle 

Unter Berücksichtigung der kurzen Einwirkzeit auf vorbeifahrende Züge auf der nord-westlich 

angrenzenden Bahnlinie, kann bei Wärmestrahlungen bis zu 14,2 kW/m 2 (AGA-Modell) eine 

Gefährdung von Personen oder eine nachteilige Wirkung auf die Sicherheit des Zugs ausgeschlossen 

werden. 

Da bei den Betrachtungen die abschirmende Wirkung von Gebäuden in der „Sichtlinie“ zwischen dem 

Brandherd und der Bahnlinie bzw. der Straße nicht berücksichtigt wurde, kann unterstellt werden, 

dass auch größere Brände zu keiner Gefährdung führen. 

Von dieser Aussage ausgenommen sind ausdrücklich Primärbrände durch das abgestürzte Flugzeug, 

insbesondere wenn der Absturz in unmittelbarer Nähe zu externen Verkehrseinrichtungen erfolgt. 

Neben den Auswirkungen eines Brandes auf Menschen, Gebäude und Verkehrswege außerhalb des 

Betriebsbereichs der Fa. TICONA GmbH sind die Auswirkungen auf benachbarte Anlageteile 

innerhalb des Betriebsbereichs zu betrachten. Insbesondere bei einem Absturzereignis im Bereich der 

Produktionsanlagen ist von einem Brandereignis auszugehen, das den gesamten Anlagenkomplex im 

Westen des Werksgeländes zwischen den Bauten 24, 44, 41 und 62 sowie den Tankläger 84 bis 85 

erfasst. 



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Anlage 7.3: Explosionsereignisse 

In diesem Abschnitt wird eine Explosion im Bereich der Methanoltanks unterstellt. Es wird bei den 

Berechnungen konservativ davon ausgegangen, dass die unter dem Dampfdruck des Methanols 

stehenden Lagertanks durch Trümmerflug aufreißen, die Gasphase ausströmt, sich mit dem 

Luftsauerstoff durchmischt und als zündfähige Wolke „explodiert“. Das freie Volumen aller 

Methanoltanks im Tanklager 84/85 beträgt in Summe 1.500 m 3 . Bei einem Dampfdruck von 130 mbar 

(bei 20°C) ergibt sich eine Masse von 250 kg Methanol in der Dampfphase bezogen auf das 

angenommene freie Volumen von 1.500 m 3 . Die angenommene Gasmasse ist ausreichend 

konservativ ohne unrealistisch zu sein. Der Gutachter führte Berechnungen mit unterschiedlichen 

Modellen durch. Diese waren im Einzelnen: 

• 

• 

• 

TNT-Modell [UBA-2000] 

Modell nach Kogarko-Brötz [UBA-2000] 

Multi-Energy-Modell nach TNO [TNO-1997] 

Für die drei obengenannten Explosionsmodelle wird die Verbrennungsenthalpie von Methanol 

benötigt. Sie beträgt nach dem Yellow Book der TNO [TNO-1997] 1,958⋅10 4 kJ/kg. Beim Multi-Energy- 

Modell der TNO wurde eine mittlere Verdämmung angenommen. Die maximalen 

Explosionsüberdrücke als Funktion der Entfernung vom Explosionszentrum, die sich aus den oben 

genannten Modellen ergeben, sind in Abbildung Anlage 7.3-1 dargestellt. 



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Explosionsüberdruck in mbar 

300 

250 

200 

150 

100 

50 

Masse von Methanol: 250 kg 

TNT-Modell 

Kogarko-Brötz-Modell 

TNO-Multi-Energy-Modell 

0 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 


Abb. Anlage 7.3-1: Maximale Explosionsüberdrücke für unterschiedliche Modelle bei der 

Explosion von 250 kg Methanoldampf 

Nach Abbildung Anlage 7.3-1 ergeben sich für die unterschiedlichen Explosionsmodelle folgende 

Gefährdungsradien: 

Explosionsüberdruck in mbar TNT-Modell Kogarko-Brötz Multi-Energy Modell 

300 (schwere Gebäudeschäden) 28 m 19 m 12 m 

100 (reparable Gebäudeschäden) 58 m 47 m 44 m 

30 (50 % der Fensterscheiben bersten) 166 m 111 m 134 m 

10 (10 % der Fensterscheiben bersten) 349 m 305 m 387 m 

Tabelle Anlage 7.3-1: Entfernungsradien bei der Explosion aller Methanoltanks für die 

verschiedenen Explosionsmodelle 

Nachfolgend werden die Auswirkungen einer Explosion im Tanklager auf der dem Betriebsgelände 

der Fa. TICONA angrenzenden Autobahn A3 bzw. ICE-Linie und der angrenzenden nord-westlichen 

Bahnlinie (S-Bahn) bzw. Bundesstrasse B43 betrachtet. Die Entfernung vom Methanollager zur 

Autobahn A3 und der ICE-Linie beträgt ca. 280 m. Als Entfernung zwischen dem Methanollager zur 



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nord-westlichen Bahnlinie bzw. der parallel hierzu verlaufenden Bundesstrasse B43 wurde ein Wert 

von etwa 160 m ermittelt. 

Für die vom Gutachter verwendeten Modelle ergeben sich folgende Explosionsüberdrücke im Bereich 

der nord-westlichen Bahnlinie bzw. der Bundestrasse B43 (160 m Entfernung Methanollager), unter 

der Annahme, dass ein Leerraumvolumen von 1.500 m 3 Methanoldampf in den Tanks gezündet wird: 

• 

• 

• 

TNT-Modell: 30 mbar 

Kogarko-Brötz-Modell: 21 mbar 

Multi-Energy-Modell: 25 mbar 

Mit einer explosionsfähigen Masse von 250 kg Methanol, ist davon auszugehen, dass ein 

Explosionsereignis im Methanollager zu keinen Personenschäden auf der nord-westlichen Bahnlinie 

führt. 

Der maximale Explosionsdruck auf der Autobahn A3 liegt unter 30 mbar, so dass in den Fahrzeugen 

von keiner ernsthaften Gefährdung in Folge einer oder mehrerer Explosionen im Methanoltanklager 

ausgegangen werden kann. 

Bei der Bewertung der Ergebnisse ist zu beachten, dass die vollständige Zündung des gesamten 

Gasvolumens eine konservative Annahme darstellt. Im Falle eines Flugzeugtreffers mit Folgebrand ist 

von einem deflagrativen Abbrennen anstelle von einer detonativ verlaufenden Explosion auszugehen. 

Auch die Auswirkungen auf externe Verkehrseinrichtungen (Autobahn A3, ICE-Linie, Bahnlinie im 

Nord-Westen und Bundesstraße B43) werden durch die berechneten Explosionsüberdrücke 

konservativ wiedergegeben, da Abschirmeffekte durch Gebäudeteile, durch die Erdwälle zwischen 

dem Anlagengelände und der ICE-Trasse bzw. der Autobahn bei der Berechnung nicht berücksichtigt 

wurden. 

In so weit sind die Berechnungen, soweit es um Explosionsereignisse im Tanklager oder auch in 

Produktionsanlagen geht, insgesamt als abdeckend und konservativ einzustufen. 

Die Auswirkungsradien durch Explosionen liegen unter oder maximal in der gleichen Größe, wie die 

durch einen Flugzeugabsturz verursachten Schadensareale. 

Für Explosionsereignisse, die sich direkt durch den Flugzeugabsturz ergeben, insbesondere wenn 

dies in der Nähe der Verkehrswege erfolgt, gilt diese Aussage nicht. 



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Anlage 7.4: Brand in der Ethylen-Verdichterstation 

Im Folgenden wird der Brand in der Ethylenverdichterstation als direkte Folge eines 

Flugzeugabsturzes betrachtet. Angenommen wird, dass sich das aus zwei Saugleitungen (DN 150; 

30 bar) austretende Ethylen sofort entzündet 2) . Die hieraus resultierende Wärmestrahlung wird nach 

einem Modell der TNO [TNO-1997] berechnet. Es wird vereinfachend angenommen, dass die 

austretenden Jets aus den beiden Leitungen zusammengefasst werden können. Dies ist eine sehr 

konservative Betrachtungsweise (vgl. auch Abschnitt 7.5). 

Beim Abriss einer DN 150 Leitung ergibt sich für den Freisetzungsmassenstrom von Ethylen ein Wert 

von 80 kg/s. Für den zusammengefassten Jet verdoppelt sich dieser auf 160 kg/s. Mit dem Ansatz von 

Considine und Grint [UBA-2000] ergibt sich damit eine Flammenlänge L und die halbe Breite W in 

Abhängigkeit des Massenstroms m’ unter Betrachtung des zusammengefassten Jets (2 × DN 150) zu 

und 

L = 9. 

1⋅ 

m′ 

W = 0. 

25 ⋅ L 

Es ergibt sich damit eine Flammenlänge von 115 m bei einer halben Breite von 29 m. Der Ansatz von 

Considine und Grint beruht auf experimentellen Ergebnissen mit Ethylenfreistrahlen und ist daher 

nach Ansicht der Gutachter für die Auswirkungsbetrachtung dieses Szenarios geeignet. 

Bei diesem sehr konservativen Ansatz ist zu beachten, dass bei der Ermittlung der Flammenlängen 

eine unbehinderte Ausbreitung des Freistrahljets unterstellt wurde. Die bauliche Situation im Bereich 

der Ethylen-Verdichterstation sowie die mit einem Flugzeugabsturz einhergehende Streuung von 

Trümmerteilen läst eine derartige Situation in der Realität nicht zu. Daher ist für eine realistische 

Betrachtung von einem Gasbrand auszugehen, der in Größenordnung des vom Flugzeugabsturz 

betroffenen Gebiets liegt, unabhängig ob ein oder beide Rohre abreißen bzw. sich zu einem 

gemeinsamen Jet vereinigen. 

Für die Berechnungen im vorliegenden Gutachten wird nicht berücksichtigt, dass der Druck innerhalb 

der Rohrleitung beim Rohrleitungsabriss mit zunehmender Entspannung des Gases abnimmt und sich 

dadurch der Massenfluss und die Flammenlänge verringert. Auch die Alternative einer automatisch 

wirkenden Absperrung (Schnellschlussarmaturen) wird nicht rechnerisch betrachtet, wenngleich diese 

Möglichkeit grundsätzlich besteht. In Abhängigkeit vom Ort der Schnellschlussarmaturen, die in jedem 

Fall ausreichend weit außerhalb der Absturzzone entfernt sein müssen, reduziert sich das zur 

Verfügung stehende Gasinventar. Dies führt zu einem schnellen Absinken des Gasdruckes in der 

Rohrleitung und damit zu einer Reduzierung der Länge der Jetflamme und zu einer zeitlichen 

Abnahme der Brandauswirkungen. Die hier beschriebenen Berechnungen stellen somit eine 

Maximalabschätzung dar und sind daher als konservativ anzusehen. 

Die nach dem Ansatz von Considine und Grint ermittelten Flammenkonturen sind in Abbildung 

Anhang 7.4-1 für den Jet aus einer DN 150-Leitung sowie den zusammengefassten Freistrahl aus 

zwei abgerissenen DN-150 Leitungen dargestellt. 

2) Die Freisetzung aus den Druckleitungen mit 40 bar wird in Abschnitt 7.5 betrachtet. 



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Abstand senkrecht zur Strahlachse in m 

50 

40 

30 

20 

10 

0 

-10 

-20 

-30 

-40 

einmal DN 150 

zweimal DN 150 

(vereinigter Freistrahl) 

-50 

0 20 40 60 80 100 120 140 

Entfernung im m 

Abb. Anlage 7.4-1: Abmessungen der Flammenkonturen bei einem Freistrahljet beim Freisetzen 

von Ethylen (Berechnung nach Considine und Grint) 

Die von dieser Flammenkontur ausgehende Wärmestrahlung lässt sich für die beiden betrachteten 

Fälle (einmal DN 150 und zweimal DN 150) wie folgt nach TNO [TNO-1997] berechnen. Für den 

Wärmestrahlungsfluss Q(r) in Abhängigkeit von der Distanz r zur Flammenoberfläche gilt: 

mit: 

Q( 

r) 

Fs 

⋅ ∆hc 

⋅ m 

= 

2 

4 ⋅ π ⋅ r 

h 

� Fs: Abstrahlungsfaktor, d.h. Bruchteil der Wärme, die von der 

Flammenoberfläche abgestrahlt wird (s.u) 

� ∆hc: Verbrennungsenthalpie (= 4,71⋅10 7 J/kg für Ethylen [TNO-1979]) 

� mh: Abbrandgeschwindigkeit in kg/s (s.u.) 



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Nach TNO [TNO-1997] entspricht die Abbrandgeschwindigkeit der Freisetzungsrate für die brennbare 

Substanz in kg/s. Für den Fall, dass nur ein Freistrahl betrachtet wird, beträgt die Abbrand- 

geschwindigkeit somit 80 kg/s, werden beide Freistrahlen zusammengefasst beträgt sie 160 kg/s. Der 

Bruchteil der Wärme Fs, die von der Flammenoberfläche abgestrahlt wird, kann nach einem Verfahren 

der TNO [TNO-1997] berechnet werden. Hierzu benötigt man die Geschwindigkeit des austretenden 

Freistrahls u bzw. den statischen Druck pc in der Ebene der Ausflussöffnung. 

Der statische Druck pc kann wie folgt berechnet werden: 

mit: 

p 

c 

= p 

init 

⎛ 2 ⎞ 

⋅ ⎜ ⎟ 

⎝ γ + 1⎠ 

γ−1 

γ 

� pinit: Ausgangsdruck in Pa (= 30⋅10 5 Pa) 

� γ: Adiabatenexponent (= 1,4) 

Die Mach-Zahl für den austretenden Freistrahl folgt hieraus mit: 

Ma = 

( γ + 1) 

⎛ pc 

⎞ 

⋅ ⎜ ⎟ 

⎜ p ⎟ 

⎝ u ⎠ 

γ − 1 

γ−1 

γ 

wobei pu den Umgebungsdruck (= 1,013⋅10 5 Pa) darstellt. 

Die Freistrahlgeschwindigkeit ergibt sich damit aus: 

mit: 

u = Ma ⋅ 

γ ⋅ R ⋅ T 

M 

i 

− 2 

� M: molare Masse (= 0,028 kg/mol) 

� R: universelle Gaskonstante (= 8,314 J/(mol K)) 

� Ti: Temperatur des Freistrahls 

Die Berechnungsgleichung für die Temperatur des Freistrahls lautet mit der Temperatur des Gases in 

der Rohrleitung Ts (= 293,15 K): 

⎛ p 

T i = Ts 

⋅ ⎜ 

⎝ p 

u 

init 

Hieraus folgt für den Bruchteil der Wärme, die von der Flammenoberfläche abgestrahlt wird: 

⎞ 

⎟ 

⎠ 

γ−1 

γ 

F = 0, 

21⋅ 

exp( −0, 

00323 ⋅ u) 

+ 0, 

11 

s 

Für die hier betrachteten Szenarien errechnet sich für FS ein Wert von 0,132, d.h. 13,2 % der beim 

Brand freigesetzte Wärme wird in Form von Wärmestrahlung an die Umgebung abgegeben. 

Wie aus der letzten Gleichung deutlich wird, ist der Abstrahlungsfaktor Fs proportional exp(-u), d.h. je 

höher die Ausströmgeschwindigkeit ist, umso geringer ist der Anteil der an die Umgebung 



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abgegebenen Wärme. Daher wurde die Wärmeberechnung mit dem niedrigeren Druck der Saugseite 

durchgeführt, da die Ausströmgeschwindigkeit proportional dem Austrittsdruck ist. 

Der Wärmestrahlungsfluss ausgehend von der Flammenkontur in Abhängigkeit zur Entfernung von 

der Flamme ist in folgender Abbildung grafisch für den Fall des einzelnen und des 

zusammengefassten Freistrahls dargestellt: 


40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

Freistrahlbrand Ethylen (Verdichterstation) 

einmal DN 150 (30 bar) 

zweimal DN 150 (je 30 bar) 

(zusammengefasster Freistrahl) 

0 

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 


Abb. Anlage 7.4-2: Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung von der 

Flammenoberfläche beim Freistrahlbrand von Ethylen in der Verdichterstation 

für den einzelnen und den zusammengefassten Freistrahl 

Für den Fall, dass beide Freistrahlen zusammengefasst werden können, wird der krit. Wärme- 

strahlungsfluss für Personen von 10 kW/m 2 ab 92 m und für Gebäude von 8 kW/m 2 ab 102 m 

Entfernung von der Flammenoberfläche unterschritten. Mit der Flammenlänge von 115 m ergibt sich 

somit ein Gefährdungsradius von 207 m (für Personen) bzw. 217 m (für benachbarte Anlagenteile). 

Wenn davon ausgegangen wird, dass sich kein ungehinderter Freistrahl ausbildet, dann beträgt der 

Gefährdungsradius max. 92 für Personen bzw. 102 m für Gebäude. 



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Anlage 7.5: Explosion in der Ethylen-Verdichterstation 

Der Abriss verschiedener Ethylen-Rohrleitungen auf der Druckseite ist Gegenstand dieses 

Abschnitts 3) . 

Folgende Szenarien werden im Einzelnen betrachtet: 

5.a. Abriss einer Rohrleitung DN 150 mit 40 bar Arbeitsdruck an der Nordwestwand des Gebäudes 

P 257 

5.b. Abriss einer Rohrleitung DN 200 mit 40 bar Arbeitsdruck an der Südseite des Gebäudes 

P 257 

5.c. Abriss von drei Leitungen DN 200 mit je 40 bar Arbeitsdruck 

Aufgrund des Abrisses der Rohrleitungen durch Trümmerflug kommt es zur Ausbildung eines 

Freistrahls. Als Folgewirkungen der Freisetzungen werden eine Explosion sowie ein Freistrahlbrand 

betrachtet. 

Wenngleich das unterstellte Ereignis des Abrisses dreier Leitungen (Szenario 5.c.) aufgrund der 

räumlichen Anordnung prinzipiell denkbar ist (Abb. Anlage 4.1-2 in Anlage 4), da alle Leitungen an 

einem Sammler einbinden, ist die Vereinigung der drei Strahlen zu einem gemeinsamen Jet als 

unwahrscheinlich einzustufen. Grund hierfür ist zum einen, dass die Leitungen von oben nach unten in 

den Sammler eingebunden sind und daher bei einem Abriss der vertikalen Leitungsführung die drei 

Strahlen auf den Boden gerichtet sind ohne dass sich ein Freistrahljet ausbilden kann. Bei einem 

vollständigen Abriss in der horizontalen Leitungsführung würden sich die Freisetzungsstrahlen in der 

Längsachse des Verdichtergebäudes ausbreiten. Eine Freisetzung nach Außen kann bei intaktem 

Gebäude nur in westlicher Richtung erfolgen. Da bei einem Absturz eines Flugzeuges auf oder in das 

Verdichtergebäude plausiblerweise auch die Zerstörung des Verdichtergebäudes zu unterstellen ist, 

muss von Trümmern und verbogenen Leitungen ausgegangen werden. Diese Effekte sprechen gegen 

einen glatten Rohrleitungsabriss gleichzeitig an drei Leitungen, die alle in die gleiche Richtung zeigen 

und in der die Ausbildung eines Freistrahles nicht durch Trümmer behindert wird. Dies bedeutet, dass 

das Szenarium 5.c. nur eintreten kann, wenn gleichzeitig die folgenden Bedingungen erfüllt sind: 

• 

• 

• 

Glatter Abriss aller drei Leitungen DN 200, ohne strahlverzerrende Einschnürungen. 

Gleiche horizontale Ausrichtung der offenen Leitungsenden. 

Freies Ausströmungsfeld ohne strahlverzerrende Hindernisse. 

Grundsätzlich gelten diese Bedingungen auch für die beiden anderen Szenarien, da auch in diesen 

Fällen ein ungehinderter Freistrahl sich nur ausbilden kann, wenn es zu keinen strahlverzerrenden 

Einschnürungen kommt, der Strahl nicht gegen den Boden gerichtet ist und wenn keine Hindernisse 

im Freistrahlweg liegen. 

Berechnet man die Iso-Konzentrationslinien für die UEG von Ethylen (2,7 Vol-%) [Naber-1991] mit 

dem Programm HGJET von Prof. Schatzmann [Schatzmann-1979], so ergeben sich für eine Leitung 

3) 

Die Freisetzung auf der Saugseite (30 bar) ist in Abschnitt 7.4 betrachtet. 



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DN 150 und 40 bar bei einem Rohrleitungsabriss Distanzen für den EX-Bereich bis 80 m und bei 

3 × 200 DN bis 190 m (siehe folgende Abbildung Anlage 7.5-1). 

Ausdehnung senkrecht zur Strahlachse in m 

20 

15 

10 

5 

0 

-5 

-10 

-15 

Isokonzentrationslinien: Freisetzung von Ethylen (UEG = 2,7 Vol-%) 

dreimal DN 200 (40 bar) 

DN 150 (40 bar) 

-20 

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 

Entfernung vom Freisetzungsort in m 

Abb. Anlage 7.5-1: Iso-Konzentrationslinien bei der Ethylenfreisetzung 

Im weiteren Gang der Berechnungen soll die im Freistrahl freigesetzte Menge an Ethylen zünden. Die 

Berechnungen der hieraus resultierenden Explosionsüberdrücke wurden mit den in Anlage 7.3 

genannten Modellen durchgeführt. Die hierbei zugrundegelegten explosionsfähigen Massen von 

Ethylen für die im Einzelnen betrachteten Szenarien sind in nachstehender Tabelle angegeben. 

Rohrleitung Massenstrom in kg/s explosionsfähige Masse in kg 

DN 150 mit 40 bar 131 431 

DN 200 mit 40 bar 232 1.021 

3 × DN 200 mit 40 bar 696 5.287 

Tabelle Anlage 7.5-1: Explosionsfähige Massen bei der Freisetzung von Ethylen nach dem Abriss 

einer oder mehrerer Rohrleitungen 



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Der für die einzelnen Rohrleitungen bzw. freigesetzten Massen von Ethylen aus Tabelle Anlage 7.5-1 

resultierende Überdruck bei einer Gaswolkenexplosion ist als Funktion der Entfernung in den 

Abbildungen Anlage 7.5-2 bis 7.5-4 grafisch dargestellt. 

Bei den durchgeführten Explosionsdruckberechnungen ist allerdings zu beachten, dass diese unter 

der Annahme durchgeführt wurden, dass sich zuerst ein ungestörter Freistrahl ausbildet, der dann 

über den Volumenbereich zwischen der unteren und oberen Explosionsgrenze zündet. Sowohl im 

Falle eines Flugzeugabsturzes als auch bei der Einwirkung größerer Trümmer kann unterstellt 

werden, dass unmittelbar nach dem Abriss der Leitungen auch eine Zündquelle zur Verfügung steht. 

In diesem Fall steht deutlich weniger Gasvolumen zur Zündung zur Verfügung. Daher sind die 

angegebenen Explosionsüberdrücke als konservative Werte einzustufen. 

Geht man von einer ungerichteten Gasfreisetzung aus, dann bleibt die freigesetzte Gasmasse gleich, 

nur die räumliche Verteilung und die Durchmischung des Gases ändern sich. In diesem Fall ist das 

TNO-Modell das geeignete Modell. Wenn eine unveränderte zündfähige Masse angenommen wird, 

liegen für die Grenzwerte 200 bzw. 300 mbar die Gefährdungsradien bei 55 bzw. 84 m, d.h. bei ca. 

der Hälfte der mit dem TNT-Modell ermittelten Radien (104 bzw. 162 m). 


300 

250 

200 

150 

100 

50 

Masse von Ethylen: 431 kg 


TNT-Modell 


0 

0 100 200 300 400 500 600 700 


Abb. Anlage 7.5-2: Explosionsüberdrücke bei der Ethylenfreisetzung (DN 150 mit 40 bar) 



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300 

250 

200 

150 

100 

50 

Masse von Ethylen: 1.021 kg 


TNT-Modell 


0 

0 200 400 600 800 


Abb. Anlage 7.5-3: Explosionsüberdrücke bei der Ethylenfreisetzung (DN 200 mit 40 bar) 


300 

250 

200 

150 

100 

50 

Masse von Ethylen: 5.287 kg 


TNT-Modell 


0 

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 


Abb. Anlage 7.5-4: Explosionsüberdrücke bei der Ethylenfreisetzung (3 × DN 200 mit 40 bar) 



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Im Folgenden wird nach der Explosion von einem Folgebrand des Ethylenjets ausgegangen. Dies ist 

eine konservative Betrachtungsweise, da es nicht gleichzeitig zur Ausbildung einer stabilen Flamme 

mit den gleichen Abmessungen wie dem zündfähigen Bereich, wenn ein Freistrahl verzögert gezündet 

wird, kommt. Darüber hinaus ist zu berücksichtigen, dass in der Realität nicht von einem stationären 

Freisetzungsmassenstrom ausgegangen werden kann, sondern dass sich der Freisetzungsmassen- 

strom aufgrund des abnehmenden Drucks verringert und damit zu geringeren Auswirkungen führt. 

Für die zu Beginn dieses Abschnitts genannten Szenarien zur Freisetzung von Ethylen aus einer oder 

mehreren Rohrleitungen wurden in Analogie zu den Berechnungen in Anlage 7.4 die resultierenden 

Wärmestrahlungsflüsse in Abhängigkeit zur Entfernung der Flammenoberfläche berechnet. Die 

zugrundegelegten Massenströme und Rohrleitungsdurchmesser sind der Tabelle Anlage 7.5-1 zu 

entnehmen. Die Ergebnisse der Berechnung hierzu sind in folgender Abbildung Anlage 7.5-5 

dargestellt. 


40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

Freistrahlbrand Ethylen (Pipelines) 

DN 150 (40 bar) 

DN 200 (40 bar) 

dreimal DN 200 (je 40 bar) 

0 

0 50 100 150 200 250 300 350 


Abb. Anlage 7.5-5: Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung von der 

Flammenoberfläche beim Freistrahlbrand von Ethylen aus Ethylenpipelines. 

Weiterhin ist zu berücksichtigen, dass möglicherweise andere Freistrahlkonfigurationen, als die oben 

gemachte Annahme des Zusammenfassens dreier Freistrahlen zu einem Freistrahl, zu größeren 

Gefährdungen führen können. So ist z. B. denkbar, dass sich die drei Freistrahlen in 3 

unterschiedliche Richtungen ausbreiten. Dies führt zwar zu kürzeren Freistrahllängen, allerdings ist in 

diesem Fall die gefährdete Fläche größer. 



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Auf der Basis weiterer Berechnungen nach dem Freistrahlmodell nach Considine und Grint [UBA- 

2000], bei denen unterstellt wird, dass sich ein Freistrahl in jeder horizontalen Richtung um das 

Gebäude ausbilden kann, wobei als Quelle eine Leitung mit DN 200 (Massenstrom 232 kg/s, siehe 

Tab. Anlage 7.5-1) angenommen wurde, ergibt sich eine Gefahrenzone um das Verdichtergebäude 

von 259 m. Dieser Wert setzt sich additiv aus der Flammenlänge (139 m) und der Entfernung von der 

Flammenoberfläche zusammen, bei der ein kritischer Wärmestrahlungsfluss für Gebäude (vgl. hierzu 

auch Anlage 7.1) von 8 kW/m² unterschritten wird. Wenn davon ausgegangen wird, dass sich kein 

ungehinderter Freistrahl ausbildet, dann beträgt der Gefährdungsradius max. 120 m (gestrichelter 

Radius in der folgenden Abbildung). 

100 m 

Abb. Anlage 7.5-6: Gefahrenbereich um das Verdichtergebäude bei der Ethylenfreisetzung mit 

nachfolgendem Brand (kritische Bestrahlungsstärke für Fabrikgebäude 

8 kW/m², vgl. hierzu auch Anlage 7.1) 



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Anlage 7.6: Brand im Lager P 205 

In diesem Kapitel werden die Auswirkungen eines Brandes im Lager P 205, in dem nicht 

störfallrelevante Stoffe, insbesondere große Mengen an Kunststoffen gelagert werden, untersucht. 

Dabei handelt es sich nach den Angaben von TICONA um folgende Kunststofftypen: 

Kunststofftyp Handelsname Elementarbestandteile 

Polyoxymethylen Hostaform® C, H, O 

Polyester Vectra® C, H, O 

Glasfaserverstärkte Kunststoffe Celstran® C, H, N, O 

Polyphenylensulfid Fortron® C, H, S 

Tabelle Anlage 7.6-1: Gelagerte Kunststoffe auf dem Werksgelände der Fa. TICONA GmbH 

Aufgrund der Elementarzusammensetzung der gelagerten Kunststoffe sind nur die Produkte 

Celstran® und Fortron® zu betrachten. Die beiden anderen Produkte Hostaform® und Vectra® 

tragen im Brandfall nur durch die üblichen Brandgase CO, CO2 und NOx zur Freisetzung bei, die auch 

beim Brand von Kerosin entstehen. Beim Brand von Celstran® kann neben NOx das Schadgas HCN 

(Cyanwasserstoff) entstehen. Wenngleich NOx als thermisch stabilere Verbindung im Rauchgas 

dominiert, wird die Bildung von HCN als abdeckende Schadgaskomponente beim Brand von 

Kunststoffen eingestuft [Ortner-1995]. Abhängig vom Stickstoffanteil können zwischen 1 und 10 % des 

verbrannten Kunststoffes als HCN freigesetzt werden. Da diese Verbindung im Vergleich zu SO2 

thermisch instabiler ist, wird bei einem durch Kerosin verursachten Großbrand selbst im Falle einer 

höheren Bildungsrate von HCN der Beitrag zur toxischen Freisetzung gering ausfallen. 

Daher wird ausgehend von den oben aufgeführten Kunststoffen im Folgenden als Szenario ein Brand 

von Fortron® betrachtet mit der Bildung von Schwefeldioxid. Die maximal gelagerte Menge an 

Fortron® beträgt nach Angaben von TICONA max. 500 Tonnen. 

Untersuchungen, die zum Brandverhalten von Fortron® im Brandhaus der Fa. Höchst durch den 

Gutachter TÜV Pfalz durchgeführt wurden zeigen: 

• 

• 

• 

Fortron® brennt unter den Bedingungen einer Unterfeuerung (beim Versuch Methanol) nicht 

eigenständig, 

die Abbrandrate, d.h. der Massenverlust war innerhalb der Messunsicherheiten nicht feststellbar, 

die SO2-Bildungsrate betrug im Mittel 28,3 mg/s. 

Wie die Brandversuche gezeigt haben, kann Fortron® nur in Anwesenheit eines brennbaren Stoffes 

brennen. Eine eigenständiger Beitrag von Fortron® zur Wärmeemission konnte nicht festgestellt 

werden. Daher muss nach Ansicht des Gutachters im Falle eines Flugzeugabsturzes die mitgeführte 

Kerosinmenge beim Brandereignis im Lager berücksichtigt werden, da es ohne einen Kerosinbrand zu 

keinem eigenständigen Abbrand von Fortron® kommt. 

Da bereits die Emission ohne thermische Überhöhung zu keiner Grenzwertüberschreitung kommt, 

wurde auf die thermische Überhöhung nicht weiter untersucht. 



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Der Parameterstudie lagen folgende Ausbreitungsparameter zugrunde: 

� Freisetzungshöhe: bodennah 

� Quellstrom: 28,3 mg/s 

� Rauhigkeitsklasse: 5 (z0 = 1,2 m) 

� Bebauungshöhe: 20 m 

Das hieraus errechnete Ausbreitungsdiagramm ist in der folgenden Abbildung Anlage 7.6-1 

dargestellt. 

max. Immisionskonzentration in mg / m 3 

1.000 

100 

10 

1 

0,1 

0,01 

Freisetzung von SO 2 durch Brand in P205 

Freisetzung von 2.83·10 -2 g/s; bodennah, 

20 m Sperrschicht, ungünstigste Ausbreitungssituation 


IDLH-Wert = 266 mg/m 3 


1E-3 

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 


Abb. Anlage 7.6-1: Ausbreitungsdiagramm für die Freisetzung von SO2 aus Fortron® bei Brand 

des Lager P 205 ohne Berücksichtigung des zusätzlichen thermischen 

Auftriebs durch brennendes Kerosin 

Aus Abb. Anlage 7.6-1 ist ersichtlich, dass der ERPG-2-Wert (8 mg/m 3 ) und der ERPG-3-Wert 

(40 mg/m 3 ) zu keiner Zeit überschritten wird. 



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Anlage 7.7: Freisetzung von Formaldehyd 

Als zusätzliches Szenario wird im Folgenden die Freisetzung von Formaldehyd als weiterer giftiger 

Stoff betrachtet. 

Hierbei wird angenommen, dass die drei Formaldehyd-Behälter im Tanklager 84 durch einen 

Flugzeugabsturz oder Trümmerflug oder durch die Druckwelle einer Explosion zerstört werden. Wie 

der Anlage 2.4 entnommen werden kann, liegt der maximale Hold-Up bei 600.000 kg. Die Behälter 

besitzen zusammen ein Gesamtvolumen von 600 m 3 . Es wird nun angenommen, dass diese 600 m 3 

eine Lache bilden, aus der das Formaldehyd abdampft. Da anzunehmen ist, dass durch den 

Flugzeugabsturz die Tanktasse zerstört wird und somit ihre Rückhaltefunktion verliert (vgl. 

Ausführungen in Anlage 4), wird eine freie Lachenausbreitung unterstellt. Durch diese Annnahme 

werden die Szenarien „Zerstörung durch Trümmerflug“ bzw. „Druckwelle“ mit abgedeckt. 

Die Größe der Lache wird mit einer Fläche von 5.000 m 2 abgeschätzt, da zum einen die Ausbreitung 

der Lache durch Aufkantungen zur Straße gehindert und zum anderen durch den Anstieg des 

Geländes im Bereich des Lagers begrenzt wird. Der zur Berechnung des Abdampfstromes benötigte 

Partialdruck von Formaldehyd über der wässrigen Lösung wurde mit nachfolgender Gleichung 

berechnet [Ullmann-2000]. 

mit: 

p 

⎡ 

0, 

1333 ⋅F 

⋅ exp⎢− 

F 

⎣ 

⎡ 

3451, 

72 248. 

257, 

3⎤⎤ 

⋅ ⎢−12, 

0127 + + ⎥⎥ 

⎣ 

T T ⎦⎦ 

0, 

0876 

D = 2 

� pD: Partial-Dampfdruck in kPa 

� F: Massenteil von Formaldehyd in der wässrigen Lösung in % 

� T: Temperatur in K 

Der Massenanteil an Formaldehyd in den Lagertanks beträgt gemäß den Angaben im Sicherheits- 

bericht 55%. Für 20°C erhält man einen Dampfdruck von 1,71 mbar. 

Mit der Lachenfläche von 5.000 m² und dem berechneten Partialdruck von Formaldehyd ergibt sich 

mit der Gleichung für die Lachenverdampfung nach TNO [TNO-1979] ein Freisetzungsmassenstrom 

bei einer Windgeschwindigkeit von 1 m/s von 14 g/s und bei einer Windgeschwindigkeit von 3 m/s ein 

Freisetzungsmassenstrom von 33,1 g/s. 

Mit diesen Werten wird eine Ausbreitungsberechnung nach VDI 3783 Blatt 1 durchgeführt. Die hieraus 

erhaltenen Immissionskonzentrationen als Funktion der Entfernung vom Freisetzungsort ist in Abb. 

Anlage 7.7-1 dargestellt. Die restlichen Freisetzungsparameter entsprechen denen bei der 

Ausbreitungsrechnung für BF3 in Anlage 7.1. 

Eine thermische Überhöhung wurde im vorliegenden Fall nicht berücksichtigt, da die frei aufgestellten 

Formaldehyd-Behälter, auch bei größeren Abständen durch die Einwirkung von Trümmerflug oder 

Explosionsdruck beschädigt werden können, ohne dass in unmittelbarer Nähe sich ein Folgebrand 

durch den Flugzeugabsturz ausbildet. 



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max. Immissionskonzentration in mg/m 3 

1.000 

100 

10 

1 

0,1 

Freisetzung von 600 m 3 Formaldehyd 

Lachenverdampfung 

ungünstigste Ausbreitungssituation (14,0 g/s) 

mittlere Ausbreitungssituation 

(Windgeschwindigkeit: 3 m/s; 33,1 g/s) 

ERPG-2-Wert 

IDLH-Wert 

ERPG-2-Wert 

0,01 

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 


Abb. Anlage 7.7-1: Ausbreitungsdiagramm für die Freisetzung von 600 m 3 Formaldehyd 

Der ERPG-2-Wert für Formaldehyd (12,5 mg/m 3 ) wird bei ungünstigster Ausbreitungssituation ab 

einer Entfernung von etwa 112 m unterschritten. Der IDLH-Wert (25 mg/m 3 ) wird ab einer Distanz von 

69 m unterschritten. Ein Unterschreiten des ERPG-3-Werts für Formaldehyd (31,25 mg/m 3 ) erfolgt ab 

einer Entfernung von ca. 60 m. 

Ergänzend zur oben beschriebenen Ausbreitungsberechnung wurde der Einfluss einer brennenden 

Kerosinlache auf die Abdampfrate für Formaldehyd untersucht. Aufgrund der Wärmeeinstrahlung des 

brennenden Kerosins auf die Formaldehydlache kommt es zur Temperaturerhöhung der Lache, was 

eine höhere Abdampfrate zur Folge hat. 

Es wird im Folgenden von einer brennenden Kerosinmenge von 20 t ausgegangen. Hieraus ergibt 

sich nach Tabelle Anlage 7.1-2 ein Durchmesser der brennenden Kerosinlache von 78,8 m. Bei einer 

Windgeschwindigkeit von 1 m/s ergibt sich nach dem Modell nach Thomas (siehe Anlage 7.2) eine 

Flammenhöhe von 37,5 m. Die Kerosinflamme wurde demnach als senkrechte Wand mit der Breite 

von 78,8 m und einer Höhe von 37,5 m modelliert. Der Wärmestrom, der von dieser Wand emittiert 

wird, beträgt nach dem Mudan-Modell (siehe Anhang 7.1) 20 kW/m 2 . 

Die Lache wird als quadratische Fläche angenommen, die Seitenlänge dieser Fläche ergibt sich aus 

der oben genannten Lachenfläche von 5000 m 2 zu 70,7 m. Der Abstand der Flammenfläche zur Lache 



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wurde variiert. Der gesamte aus der Formaldehydlache freigesetzte Formaldehydmassenstrom ist für 

ausgewählte Abstände zur Flammenwand in folgender Tabelle dargestellt. 

Abstand Flammenoberfläche – Lache in m Abdampfrate für Formaldehyd in g/s 

25 1.380 

100 488 

200 29,0 

ohne Einwirkung von brennendem Kerosin 14,0 

Tab. Anlage 7.7-1: Abdampfraten für Formaldehyd als Funktion des Abstands der 

brennenden Kerosinlache 

Die größte Abdampfrate für Formaldehyd ergibt sich bei einem Abstand der Flammenwand zur 

Formaldehydlache von 25 m. Für größere Abstände wird der Einfluss der Kerosinflamme auf die 

Abdampfrate von Formaldehyd immer geringer und nähert sich dem Wert (14 g/s) an, der sich ohne 

Berücksichtigung der Kerosinflamme ergibt. 

Bei kleineren Abständen würden sich noch größere Abdampfraten ergeben, allerdings kann bei 

kleineren Abständen davon ausgegangen werden, dass sich aufgrund der direkten 

Flammeneinwirkung der Kerosinflamme das freigesetzte Formaldehyd entzündet und unter den 

vorhandenen Vollbrandbedingungen zu H2O und CO2 verbrannt wird. Für die Ausbreitungs- 

betrachtung nach VDI 3783 Blatt 1 wird daher konservativ von einem Formaldehydmassenstrom von 

1.380 g/s ausgegangen. 

Zusätzlich muss für die Ausbreitungsberechnung nach VDI 3783 Blatt 1 die thermische Überhöhung, 

welche durch das brennende Kerosin verursacht wird, mit berücksichtigt werden. Für einen Brand von 

20 t Kerosin liegt die emittierte Wärmeleistung bei 97,6 MW. 

Die Formaldehydlache wird bei der Ausbreitungsberechnung als Flächenquelle mit den 

Ausdehnungen in x und y-Richtung von 70,7 m berücksichtigt. Der flächenbezogene Massenstrom 

ergibt sich aus der Abdampfrate (1.380 g/s) und der Lachenfläche (5.000 m 2 ) zu 0,2716 g/(m 2 ·s). 

Die aus der Ausbreitungsberechnung erhaltenen Ergebnisse sind für die ungünstigste 

Ausbreitungssituation in folgender Abbildung dargestellt. Zusätzlich ist zum Vergleich der Graph für 

die ungünstigste Ausbreitungssituation aus Abbildung 7.7-1 mit eingetragen. 



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max. Immissionskonzentration in mg/m 3 

1.000 

100 

10 

Freisetzung von 600 m 3 Formaldehyd 

Lachenverdampfung 

ungünstigste Ausbreitungssituation (14,0 g/s) 

ungünstigste Ausbreitungssituatiom 

(1.380 g/s; thermische Überhöhung: 97,6 MW) 

ERPG-2-Wert 

IDLH-Wert 

0 100 200 300 400 500 


Abb. Anlage 7.7-2: Ausbreitungsdiagramm für die Freisetzung von 600 m 3 Formaldehyd mit und 

ohne Berücksichtung des Einflusses von brennendem Kerosin. 

Der ERPG-2-Wert von Formaldehyd (12,5 mg/m 3 ) wird bei ungünstigster Ausbreitungssituation unter 

Berücksichtigung des Kerosinbrands in ca. 130 m Entfernung von der Lache unterschritten. Dies sind 

etwa 20 m mehr als für den Fall ohne Berücksichtigung des Einflusses des Kerosinbrands. Der IDLH- 

Wert von Formaldehyd (25 mg/m 3 ) wird bei Berücksichtigung des Kerosinsbrands nach ca. 50 m 

Entfernung von der Lachenfläche unterschritten. Bei der Ausbreitungsberechnung ohne den Einfluss 

des brennenden Kerosins ergab sich hierfür eine Entfernung von 69 m. Die Berechnungen zeigen, 

dass unter dem Einfluss des brennenden Kerosins trotz eines fast um einen Faktor 100 größeren 

Freisetzungsmassenstroms für Formaldehyd eine nur geringe Erhöhung des Gefährdungsradius von 

ca. 20 m resultiert. 



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Anlage 7.8: Abriss der Erdgasleitung 

Nachstehend werden die Auswirkungen des Abrisses der durch den östlichen Werksteil führenden 

Erdgasleitung (DN 250, PN 25) untersucht. Aufgrund der freigesetzten Menge ist dieser Fall zwar 

durch die Freisetzung, den Brand und die Explosion von Ethylen (Anlagen 7.4 und 7.5) abgedeckt. Da 

die Erdgasleitung allerdings in einem anderen Werksbereich liegt, ist die Auswirkung im Fall eines 

Flugzeugabsturzes nach Auffassung des Gutachters zu betrachten, da hierdurch Folgeereignisse auf 

andere Anlagengebäude sowie die Infrastruktur des Werks ausgehen können. 

Es wird im Folgenden angenommen, dass die Erdgasleitung aufgrund eines Flugzeugabsturzes 

abreißt und so das unter Druck (16 bar(ü)) in der Rohrleitung befindliche Erdgas in Form eines 

Freistrahls freigesetzt und gezündet wird. 

Die Freistrahllänge wurde mit dem Modell von Cook, Bahrami und Whitehouse [UBA-2000] berechnet. 

Mit diesem Ansatz ergibt sich die Flammenlänge L eines brennenden Freistrahls und der Radius der 

Flammen R(s) im Abstand s vom Freisetzungsort in Abhängigkeit des Massenstroms m’, wie folgt: 

und 

h ( ' m [ 00326 , 0 L ∆ − ⋅ 

= 

R ( s) 

= 0, 

29 ⋅ s ⋅ [log 

10 

0, 

478 

c )] 

( L / s)] 

Konservativ wurde für das Erdgas ein Gehalt von 100 % Methan angenommen. Für die Verbren- 

nungsenthalpie -∆hc wurde der Wert für Methan von 50,11⋅10 3 kJ/kg [TNO-1979] eingesetzt. 

In Anlage 2.13 sind die Rohrleitungsdurchmesser der verschiedenen Erdgasleitungen angegeben. Die 

austretenden Massenströme wurden mit Hilfe der Bernoulli Gleichung für den kritischen Ausfluss 

berechnet. Mit einer konservativ angenommenen Ausflusszahl von 0,7 und einem Adiabaten- 

exponenten von 1,31 errechnen sich für die einzelnen Rohrleitungsdurchmesser die in folgender 

Tabelle angegebenen Massenströme. 

Rohrleitungsdurchmesser Massenstrom in kg/s 

DN 250 35 

DN 150 12,6 

DN 80 3,6 

DN 50 1,4 

Tabelle Anlage 7.8-1: Massenströme beim Abriss verschiedener Erdgasleitungen 

Für die einzelnen Rohrleitungsdurchmesser ergeben sich hiermit die in Abb. Anlage 7.8.1 angegeben 

Flammenkonturen. 



Seite 29 von 35 

0 

, 5





Abstand senkrecht zur Strahlachse in m 

10,0 

7,5 

5,0 

2,5 

0,0 

-2,5 

-5,0 

-7,5 

DN 250 

DN 150 

DN 80 

DN 50 

-10,0 

0 20 40 60 80 100 

Abstand im m 

Abb. Anlage 7.8-1: Kontur der Freistrahlflamme bei der Freisetzung von Erdgas für verschiedene 

Rohrleitungsdurchmesser 

Die hieraus errechneten Flammenlängen für die einzelnen Rohrleitungsdurchmesser sind in 

nachstehender Tabelle zusammengefasst. 

Rohrleitungsdurchmesser Flammenlänge in m 

DN 250 86 

DN 150 52 

DN 80 29 

DN 50 18 

Tabelle Anlage 7.8-2: Flammenlängen beim Freistrahlbrand von Erdgas 

Analog zu den Betrachtungen zur Freisetzung von Ethylen aus einer Pipeline (Anlage 7.5) ist bei der 

Freisetzung von Erdgas anzumerken, dass die in Tabelle Anlage 7.8-2 angegebenen Flammenlängen 

konservative Maximalwerte darstellen, da bei einem Rohrleitungsabriss nicht von einer „idealen“ 

Ausströmungskontur auszugehen ist. 

Ausgehend von den Flammenlängen für die Erdgas-Freistrahlbrände wurde in Analogie zu den 

Berechnungen für die Ethylen-Freistrahlen in Anlage 7.4 bzw. 7.5 der Wärmestrahlungsfluss als 

Funktion der Entfernung von der Flammenkontur mit dem in Anlage 7.4 vorgestellten Modell der TNO 

berechnet. Die Ergebnisse hierzu sind in folgender Abbildung Anlage 7.8-2 dargestellt. 



Seite 30 von 35






30 

25 

20 

15 

10 

5 

Freistrahlbrand Erdgasleitungen 

DN 50 

DN 80 

DN 150 

DN 250 

0 

0 10 20 30 40 50 60 70 80 


Abb. Anlage 7.8-2: Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung von der Flammenober- 

fläche beim Freistrahlbrand von Erdgas aus verschiedenen Rohrleitungen 

Die in der Anlage 6.4 eingezeichneten Gefährdungsradien ergeben sich hieraus aus der Entfernung 

von der Flammenoberfläche, bei welcher der kritische Wärmestrahlungsfluss von 8 kW/m 2 (für 

benachbarte Anlageteile) bzw. 10 kW/m 2 (für Personen) unterschritten wird, zuzüglich der Flammen- 

länge für die jeweilige Rohrleitung (siehe Abb. Anlage 7.8-2). 

Unter Berücksichtigung der Sicherheitsabsperrarmatur erfolgt nach einem Rohrleitungsabriss ein 

Abschalten der Erdgasförderung aus sicherer Entfernung vom Gelände der TICONA/InfraServ. Daher 

ist die Freisetzungsmasse auf den Rohrleitungsinhalt begrenzt. Unter konservativen Annahmen ist 

von einer maximalen Masse von ca. 780 kg auszugehen. Dies bedeutet, dass die oben beschriebenen 

Brandszenarien nur für einen Zeitraum von 22 (DN 250) bis 560 s (DN 25) wirksam sind. Daher ist 

insbesondere bei den großen Rohrleitungsquerschnitten nicht von einer Gefährdung von 

Anlagenteilen duch die Wärmestrahlung auszugehen. Nur im Bereich der unmittelbaren Flammenfront 

können Sekundärbrände entstehen. Diese liegen allerdings in einem Einwirkungsbereich, der bereits 

durch die Brandauswirkung des primären Flugzeugabsturzes betroffen ist. 



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Anlage 7.9: Abriss der Methanol-Versorgungsleitung 

Anlage 7.9 untersucht die Auswirkungen des Abrisses der Methanol-Versorgungsleitung. Aufgrund der 

maximalen Freisetzungsmengen für Methanol (s.u.) ist das Ereignis zwar durch die Freisetzung, den 

Brand und die Explosion im Tanklager 84/85 (siehe Anlagen 7.2 und 7.3) abgedeckt. Da die Methanol- 

Versorgungsleitung allerdings in einem anderen Werksbereich liegt, ist die Auswirkung im Fall eines 

Flugzeugabsturzes nach Auffassung des Gutachters zu betrachten, da hierdurch Folgeereignisse auf 

andere Anlagengebäude sowie die Infrastruktur des Werks ausgehen können. 

Aus den Angaben zur Versorgungsleitung in Anlage 2.13 (Länge: 400 m; DN 150) errechnet sich ein 

freies Volumen der Rohrleitung von 7 m 3 . Es wird im Folgenden angenommen, dass die 

Versorgungsleitung aufgrund der Auswirkungen eines Flugzeugabsturzes abreißt und das gesamte 

Volumen an Methanol ausläuft und eine Lache bildet und entzündet wird. Da Methanol in der 

Versorgungsleitung unter Druck gefördert wird, ist konservativ zu unterstellen, dass bis zum Auslösen 

der Pumpenabschaltung die Förderung weiterläuft. Daher wird ein austretendes Methanolvolumen von 

10 m 3 angenommen. Die Lachenfläche kann mit der Mindestlachentiefe von 25 mm zu 400 m 2 

berechnet werden [UBA-2000]. Der Wert für die Mindestlachentiefe gilt für lehmigen, sandigen Boden 

und ist als konservativ anzusehen, da aufgrund der Einwirkung des abstürzenden Flugzeugs auf den 

Boden keine freie Lachenausbreitung mehr gegeben ist. Mit den in Anlage 7.2 angegebenen Modellen 

zur Flammenlänge wurden Berechnungen zum Wärmestrahlungsfluss als Funktion der Entfernung zur 

brennenden Lache durchgeführt, deren Ergebnisse in Abb. Anlage 7.9-1 dargestellt sind. 



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50 

40 

30 

20 

10 

Methanollache (aus Versorgungsleitung) 


Freisetzung von 10 m 3 Methanol 

Thomas-Modell 


AGA-Modell 

0 

0 20 40 60 80 100 120 140 160 


Abb. Anlage 7.9-1: Wärmestrahlungsfluss beim Brand von Methanol an der Methanol- 

Versorgungsleitung 

Die Gefährdungsradien für Personenschäden und Schäden an benachbarten Anlageteilen sind in 

Anlage 6.3 eingetragen. 

Analoge Berechnungen wurden für den Fall des Abrisses der Methanol-Pipeline durchgeführt. In 

Anlage 2.13 errechnet sich aus der Länge und dem Durchmesser der Rohrleitung (110 m bzw. 

DN 150) ein Freisetzungsvolumen von 2 m 3 . Dieser Fall ist durch das zuvor beschriebene Szenario 

abgedeckt. Bei dem angegebenen Freisetzungsvolumen ist zu beachten, dass durch die 

Sicherheitsschaltungen die Förderpumpe abgeschaltet wird. Unter der Annahme, dass nicht mehr als 

die beim Abriss der Methanol-Versorgungsleitung betrachtete Menge (10 m 3 ) freigesetzt wird, ist 

dieser Fall durch den Abriss der Methanol-Versorgungsleitung mit abgedeckt. Daher wird auf die 

Darstellung der Wärmestrahlungsdichte als Funktion der Entfernung verzichtet. Zur Abschätzung der 

Einwirkung auf benachbarte Anlagenteile und Personen sind die Gefährdungsradien ebenfalls in 

Anlage 6.3 angegeben. 



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Anlage 7.10: Brand von Triethylamin 

Im Rahmen dieses Kapitels werden die Auswirkungen eines Brandes von Triethylamin untersucht. Da 

Triethylamin zusätzlich zur Brandlast im Bereich der Produktionsanlage beiträgt, wird dieses Szenario 

mit betrachtet. 

Im Tanklager 85 befinden sich bis zu 40.000 kg Triethylamin (siehe Anlage 2.1). Es wird 

angenommen, dass diese 40.000 kg vollständig freigesetzt werden. Aus der Dichte von Triethylamin 

von 729 kg/m 3 [VDI-1994] errechnet sich das Volumen von Triethylamin zu etwa 55 m 3 . Es wird 

zusätzlich angenommen, dass die Tanktasse bei Aufprall des Flugzeugs mit zerstört wird. Die 

Triethylaminlache breitet sich somit in der Umgebung aus. Als Mindestlachentiefe nach Opschoor 

[UBA-2000] wird hier 25 mm angenommen (unebener, sandiger Boden). Für die Lachengröße ergibt 

sich hiermit ein Wert von 2.200 m 2 . 

Die Berechnung der Abbrandrate m’ in kg/m 2 ⋅s für Triethylamin kann aus mit dem Modell nach 

Burgess [UBA-2000] wie folgt berechnet werden: 

mit: 

m' 

= 

∆h 

v 

n ⋅ ∆h 

+ c ( T − T ) 

� n: Umrechnungsfaktor (= 0.001 kg/m 2 ⋅s) 

p 

c 

s 

u 

� ∆hc: Verbrennungsenthalpie von Triethylamin (s.o) (= 3,964⋅10 7 J/kg) [Stein- 

leitner-1989] 

� ∆hv: Verdampfungsenthalpie von Triethylamin bei Siedetemperatur 

(= 3,15⋅10 5 J/kg) [ChemEng-1992] 

� cP: spez. Wärmekapazität von Triethylamin bei Siedetemperatur 

(= 2.531J/kg⋅K ) [ChemEng-1992] 

� TS: Siedetemperatur von Triethylamin (= 362.7 K) [ChemEng-1992] 

� Tu: Umgebungstemperatur (= 293,15 K) 

Hiermit errechnet sich für Triethylamin ein Wert von 0,081 kg/m 2 ⋅s. Die Wärmestrahlungsdichte als 

Funktion des Abstands wurde mit Hilfe der in Anlage 7.2 genannten Flammenlängen-Modelle nach 

Thomas, Moorhouse und AGA berechnet. 



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50 

40 

30 

20 

10 

Triethylaminlache 


Freisetzung von 40.000 kg 

Thomas-Modell 


AGA-Modell 

0 

0 100 200 300 400 500 600 


Abb. Anlage 7.10-1: Wärmestrahlungsfluss beim Brand von Triethylamin im Tanklager 85 

Die Gefährdungsradien sind in Anlage 6.3 eingetragen. Aufgrund der um mehr als einen Faktor 2 

größeren Verbrennungsenthalpie des Triethylamins, im Vergleich zu Methanol, ergeben sich trotz der 

kleineren Lachenfläche vergleichbare Werte wie im Falle des Methanolbrands mit einer 

angenommenen Lachenfläche von 5.000 m² (siehe Anlage 7.2). 



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Anlage 7

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