Docs 0189

PROCESNA TE T EHNIKA BROJ 2 decembar 2011. GODINA 23.

Aktuelno Metodologija proračuna podzemnih cevovoda

Inženjerska praksa

Analiza primene različitih vrsta osilnih goriva u kotlovskim ložištima

ISSN 2217-2319

Inženjerska praksa

Osnovna termozička svojstva tečnih natnih rakcija

www.smeits.rs

SADRŽAJ:

PROCESNA TE T EHNIKA Izdavač: Savez mašinskih i elektrotehničkih inženjera Srbije (SMEITS) Kneza Miloša 7a/II, 11000 Beograd FOND ING - ond za unapređenje procesnog i energetskog inženjerstva i zaštite životne sredine

broj 2, decembar 2011. godina 23.

INŽENjERSKA PRAKSA 9 Nenjutnovski fuidi u inženjerskoj praksi 13 Osnovna termozička svojstva tečnih natnih rakcija

Radoja Domanovića 16, 11000 Beograd Glavni i odgovorni urednik: Srbislav Genić Saradnici: Aleksandar Petrović Ilija Kovačević Dejan Radić Tehnički urednik: Ivan Radetić Web tim: Stevan Šamšalović Za izdavača: Milovan Živković Kontakt [email protected] Publikacija je besplatna. Sadržaj publikacije je zaštićen. Korišćenje materijala je dozvoljeno isključivo uz saglasnost autora. Na osnovu mišljenja Ministarstva za nauku, tehnologije i razvoj Republike Srbije, broj 413-00-1468/2001-01 od 29. oktobra 2001, časopis “Procesna tehnika“ je oslobođen plaćanja poreza na promet roba na malo, kao publikacija od posebnog interesa za nauku. CIP -- Katologizacija u publikaciji Narodna biblioteke Srbije, Beograd 62 PROCESNA tehnika: naučno-stručni časopis / glavni i odgovorni urednik Srbislav Genić – God.1 br. 1 (septembar 1985) - . - Beograd (Kneza Miloša 7a/II) : Savez mašinskih i elektrotehničkih inženjera i tehničara Srbije, 1985 - (elektronska publikacija) – 27cm šestomesečno (jun i decembar) decembar) ISSN 2217-2319 (Online) = Procesna tehnika(Online) COBISS.SR-ID 4208130

21 Pregled ormula za određivanje gu-

bitaka pri strujanju fuida, kroz cevi i tinge

25 Analiza primene različitih vrsta osilnih goriva u kotlovskim ložištima

KOLUMNE 33 Ugradnja i mehaničke karakteristike

UVODNIK

talasastih kompenzatora prema EN 14917

43

INŽENjERSKA KNjIŽARA EKONOMSKI INDIKATORI

Metodologija proračuna podzemnih cevovoda

PROCESNE TEHNOLOGIJE I NOVI PROIZVODI 39 Princip just-in-time kod feksibilnih tehnoloških procesa

51 Održavanje temperature pri transportu - POLARSTREAM

EKONOMSKI INDIKAT IN DIKATORI ORI 53 Ekonomska analiza procesnih postro jenja – trend u 2011. godini godini

OGLAŠIVAČI ALTIM CWG BALKAN ELEKTROVOJVODINA ELMARK IMI INTERNATIONAL INTERNATIONAL LINDE GAS SRBIJA MESSER MIKRO KONTROL PANKLIMA PETROPROCESS

PROING PROTENT RB KOLUBARA SAGAX SGS TE NIKOLA TESLA TERMOVENT KOMERC ZAVOD ZA ZAVARIVANJE WILO

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

3

PT

Uvodnik

Uvodnik Srbislav Genić, glavni i odgovorni urednik

Poštovane Poštovane koleginice i kolege,

U

trenutnoj (tzv. tranzicionoj) azi prelaska naše zemlje u zemlju kandidata za članstvo u EU donose se brojni zakoni i podzakonski akti (pravilnici, standardi, itd.) uz koje naša zemlja treba da, makar u oblasti privrednih aktivnosti, obezbedi nesmetano bivstvovanje u okvirima EU. Ovaj burni period je započeo 2001. godine i još uvek traje. Aktivnosti vodećih organizacija inženjera u našoj zemlji (Inženjerska komora Srbije, SMEITS, itd.) su takođe obeležene ovim promenama, te su brojni inženjeri uključeni, na različite načine, u radna tela koja predlažu i donose ove propise. Kratak pregled tema predavanja i kurseva koja se održavaju u našoj zemlji, a koji su namenjeni inženjerima, takođe govore da se inženjerska populacija inormiše i obučava za primenu novih propisa. Na taj način inženjeri ovladavaju novim načinima izražavanja vezanim pre svega za bezbednost opreme i gradnje i eksploatacije postro jenja (nove proračunske proračunske procedure, procedure, nova dokumenta dokumenta koja koja prate proizvodnju, proizvodnju, itd.). Dosta pažnje se poklapoklanja i sistemu kvaliteta koji treba da omogući sertifkaciji kvaliteta proizvoda.

Želeo bi ovim uvodnikom da skrenem pažnju na dve stvari o kojima duže vreme razmišljam. Da li je pred nama vreme kada će se: • •

naračunpovećanepažnje naračunpovećanepažnjeposvećenep posvećenepropisima,z ropisima,zanemaritifunkcion anemaritifunkcionalnostoprem alnostopremeipostrojen eipostrojenja; ja; izmenitisadržajprojektnedokum izmenitisadržajprojektnedokumentacije,pri entacije,pričemumislim čemumislimpresvegan presveganaGlavnemašins aGlavnemašinskeprojekte keprojekte..

Daću i kratko pojašnjenje ovih dilema. 1 Osnovni zahtevi koji se postavljaju pred pred inženjere, inženjere, bilo da rade na projektovanju, projektovanju, izgradnji ili eksploataciji, su sledeći: • proizvedenaoprema proizvedenaoprema(aparati,m (aparati,mašine)i ašine)iizgrađena izgrađenapostrojenj postrojenjaupun aupunojmeri ojmeritrebada trebadaostvarujusv ostvarujusvoju oju osnovnufunkciju; • opremai opremaipost postroje rojenjat njatreba rebadab dabudup udupouzd ouzdana anaibez ibezbedn bednaut autokue okuekspl ksploatac oatacije; ije; • oprema, oprema,postr postrojen ojenja,ka ja,kaoin oinjiho jihovipr viproizvo oizvodi,tr di,trebad ebadaim aimajuk ajukonkur onkurentn entnuce ucenu. nu.

To znači da je primena propisa vezanih za bezbednost opreme i postrojenja samo jedan od aspekata o kojima inženjeri treba da vode računa. Ostala dva aspekta su takođe od krucijalne važnosti. Ukoliko oprema ili postrojenja ne ispunjava zahtev nkcionalnosti u potpunosti (100%) ne može se očekivati ni konkurentna cena nalnih proizvoda. Uzmimo primer poddimenzionisanog razmenjivača toplote – razmenjivača toplote čija je toplotna snaga pri realnim uslovima rada manja od toplotne snage za koju je dimenzionisan, jer mu je površina za razmenu toplote (za dato konstrukciono rešenje) manja od potrebne. Rad ovakvog razmenjivača toplote odudara od projektom predviđenog radnog režima, što se može kompenzovati na dva načina. Prvo moguće rešenje je nabavka novog razmenjivača, a drugo rešenje je povećanje protoka energetskog fuida. Oba rešenja iziskuju dodatne troškove koji opterećuju nansijsko poslovanje vlasnika preduzeća, pa se smanjuje rentabilnost proizvodnog procesa. Ovakvih primera ima u našoj zemlji podosta.

4

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

PT

Uvodnik

2 U našoj zemlji se ustalila praksa da Glavni mašinski mašinski projekti treba da sadrže i sledeća poglavlja: poglavlja: Opšti uslovi za ugovaranje i izvođenje iz vođenje radova, Tehnički Tehnički uslovi za izvođenje radova, Prilog o primenjenim merama zaštite na radu, Prilog o zaštiti životne sredine, Prilog o zaštiti od požara. p ožara. Sa druge strane u brojnim inostranim projektima u koje sam imao uvid i u nekoliko projekata u čijoj sam izradi učestvovao, ove stavke se pominju ali tek u naznakama i to iz sledećih razloga: • uslovizau uslovizaugova govaranj ranjeiizvo eiizvođenj đenjerado eradovapa vapadajun dajunater ateretme etmenadž nadžmen mentapr tapreduz eduzeća,k eća,kojiuk ojiukoliko olikopro proceni da za određene (pre svega tehničke) aspekte nije kompetentan, može da angažuje inženjere kao konsultante • tehn tehnič ički ki uslo uslovi vi za izvođ izvođen enje je rado radova va i mere mere zašt zaštit ite e na radu radu treb treba a da budu budu den denis isan ane e od stra strane ne

izvođača radova i od strane investitora • zašt zaštit ita a živo životn tne e sred sredin ine e i zašt zaštit ita a od poža požara ra su den denis isan ane e odgo odgova vara raju jući ćim m Zako Zakoni nima ma i pose posebn bnom om

oblašću tehničke regulative, koja sa mašinskim projektima ne mora da bude u direktnoj vezi. Posledica postojeće prakse je tzv. copy/paste pristup u kome se veliki broj stranica glavnih projekata kopira iz prethodno izrađene dokumentacije. Drugim rečima, inženjeri navedenim delovima projekata posvećuju relativno malu pažnju. U razgovoru o ovoj temi sa više kolega prevladava mišljenje da bi bilo od koristi da se izradi novi Pravilnik koji bi preciznije denisao oblast mašinskog projektovanja. Postojeći Pravilnik o sadržini i načinu izrade tehničke dokumentacije za objekte visokogradnje (Sl.Glasniku RS br. 15/2008 od 6/02/2008) je pisan prvenpr venstveno za oblast građevinarstva (zgradarstva), u kome mašinski projekti nemaju dominantnu ulogu. Primena ovog pravilnika, u striktnom smislu, za npr. postrojenje postrojenje za obradu otpadnih voda iz destilerije u kojoj se proizvode alkoholna pića, može da izazove brojne probleme. Svrha ovog uvodnika je da posluži kao skromna inicijativa da se o dva navedena problema otvori šira diskusija među mašinskim inženjerima, za šta časopis Procesna tehnika stoji na raspolaganju. Srbislav Genić, glavni i odgovorni urednik [email protected]

Pristupnica u članstvo Saveza mašinskih i elektrotehničkih inženjera i tehničara Srbije (SMEITS)

Pristupnica Društvu za procesnu tehniku

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

5

PT

Procesna tehnika

Redakcioni odbor Br. Ime i prezime

Preduzeće, adresa

1

Srbislav Genić

Mašinski akultet Beograd, Kraljice Marije 16, Beograd

2

Branislav Jaćimović


3

Ioan Laza

4

Radenko Rajić

Universitatea “Politehnica” dinTimisoara, Facultatea de Mecanica, B-dul M. Viteazu 1, Timisoara VIŠSS TEHNIKUM TAURUNUM, Nade Dimić 4, Zemun - Beograd

5

Ivan Radetić

Pro-Ing, Zaplanjska 86, Beograd

Izdavački savet

6

Br. Ime i prezime

Preduzeće, adresa

1

Aleksandar Dedić

Šumarski akultet Beograd, Kneza Višeslava 1, Beograd

2

Aleksandar Stanković

SAGAX, Radoja Domanovića 16, Beograd

3

Blagoje Ćirković

BET, Tadeuša Košćuška 55, Beograd

4

Bojan Nikolić

JKP Beogradske elektrane, Savski nasip 11, Novi Beograd

5

Branko Živanović

Natna industrija Srbije, RN Pančevo, Spoljnostarčevačka 199, Pančevo

6

Vojislav Genić

Siemens IT Solutions and Services

7

Goran Bogićević


8

Goran Vujnović

Aqua Interma Inženjering, Bulevar oslobođenja 337c, Beograd

9

Darko Jovanović

SGS Beograd, Bože Janković 39, Beograd

10

Dejan Gazikalović

FRIGOMEX, Mihaila Šolohova 66c, Beograd

11

Dejan Cvjetković

CD System, Jovana Rajića 5b, Beograd

12

Dimitrije Đorđević

Termoenergetika, V.J. 1/IV, Lučani

13

Dorin Lelea

14

Dušan Elez

Universitatea “Politehnica” dinTimisoara, Facultatea de Mecanica, B-dul M. Viteazu 1, Timisoara ATM Control Beograd, Bulevar Mihajla Pupina 129, Novi Beograd

15

Zoran Bogdanović

Pionir Beograd, Fabrika Subotica, Senćanski put 83, Subotica

16

Zoran Nikolić

Messer Tehnogas, Banjički Put 62, Beograd

17

Ilija Kovačević


18

Ljubiša Vladić


19

Marko Malović


20

Miloš Banjac


21

Miroslav Stanojević


22

Mihajlo Milovanović

NESTLÉ ICE CREAM SRBIJA Beograd, Banovački put bb, Stara Pazova

23

Nebojša Pantić


24

Nenad Petrović

LABELPRO, Carice Milice 11, Beograd

25

Nenad Ćuprić

Šumarski akultet Beograd, Kneza Višeslava 1, Beograd

26

Predrag Milanović

Institut za hemiju, tehnologiju i metalurgiju, Njegoševa 12, Beograd

27

Rade Milenković

Paul Scherrer Institut, WBBA 203, 5232 Villigen-PSI, Switzerland

28

Radoje Raković


29

Saša Jakimov

TRACO, Ljube Davidovića 55/6, Beograd

30

Suzana Mladenović

Vatrosprem proizvodnja, Kumodraška 240, Beograd

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

PT

Inženjerska praksa

Nenjutnovski fuidi u inženjerskoj praksi Nikola Budimir, Marko Jarić

U

uida (n>1). Za primenu ovog zakona neophodno je pozna benoj...) često je neophodno tretirati uide koji se ne vati vrednosti parametara n i k koji se određuju eksperimen ponašaju kao idealni (njutnovski) uidi. S obzirom da talno. Potrebno je naglasiti da se pri primeni ovog zakona je kod takvih uida (nenjutnovskih) odnos između intenziteta posebna pažnja mora obratiti na opseg u kojem su denisani tangencijalnog napona i odgovarajuće brzine deformacije odgovarajući parametri, jer se u suprotnom mogu dobiti renelinearan, poznavanje navedene zavisnosti je od suštinskog zultati koji ne odgovaraju realnim. U prilogu (tabele 2÷9) su značaja prilikom određivanja prola brzina strujanja u cev - prikazane vrednosti ovih parametara za neke od uida koji se ima i kanalima, njihovog optimalnog dimenzionisanja i iz - pojavljuju u procesnim postrojenjima. bora odgovarajuće strujne mašine (pumpe). Takođe, veoma je bitno da se do zadovoljavajućeg rešenja dođe korišćenjem Primer 1 jednostavnog matematičkog aparata, čime se smanjuje i Njutnovski uid čija viskoznost iznosi 0,1 Pa∙s struji kroz mogućnost nastajanja greške tokom proračuna. Zbog toga cev prečnika 25mm u dužini od 20 m, pri čemu pad pritiska na je u ovom radu, u najkraćim crtama, prikazan zakon koji posmatranoj deonici iznosi 105 Pa. Za potrebe procesa ovom se najčešće koristi za opisivanje strujanja neidealnih uida. uidu se dodaje mala količina polimera, koja uidu daju svoTakođe, u prilogu rada su date i vrednosti parametara koji su jstva nenjutnovskog uida (n=0,33). Viskoznost novoformineophodni za primenu ovog zakona, za neke od neidealnih ranog uida je ista kao i početne tečnosti i iznosi 1000 s-1. uida koji se mogu sresti u procesnim postrojenjima. Ako pad pritiska na posmatranoj deonici ostane isti, koliko Pomenuti zakon je stepeni zakon viskoznosti (Ostvald de bi se promenio zapreminski protok tečnosti dodavanjem poWaele-ov zakon) koji daje vezu između tangencijalnih na - limera? pona (τ y N/m2) i odgovarajuće brzine deformacije (dw x /dy) u sledećem obliku [1]: Rešenje dw dw dw S obzirom da je viskoznost njutnovskog uida poznata = k$ (1) $ x = k $ dy dy dy biće: procesnoj industriji (naftnoj, hemijskoj, prehram-

c

y

m ; c

m E n-1

n

x

x

x

gde su: • n - indeks stepenog zakona, • k - koecijent. Na osnovu jednakosti (1) sledi da se prividna viskoznost može predstaviti u obliku [1]: n-1

na

=

k$

c dwdy m x

1/n

(n + 1)/n

$

(3)

gde su: • w, m/s - srednja brzina strujanja uida, • l, m - dužina deonice, • Δp, Pa - pad pritiska pri strujanju uida na posmatranoj deonici,

• d, m- prečnik cevi. Kao što se može primetiti, reč je o dvoparametarskom modelu koji je veoma pogodan za inženjersku upotrebu. Stepeni zakon se uspešno može koristiti za opisivanje stru janja pseudoplastičnih (n<1), Njutnovskih (n=1) i dilatantnih 8

= 1000

-1

s

Nepoznati parametar k kojim se denišu osobine nenjutnovskog uida moguće je odrediti iz izraza (2):

c dwdy m

-0,67

na = k $

x

Zamenom odgovarajuće vrednosti dobija se

D p m 2 ^3nn + 1h d w=c 4 k l $

x

(2)

Od praktičnog značaje jeste veza između odgovarajućih veličina (srednje brzine strujanja i pada pritiska) koju je moguće uspostaviti korišćenjem navedenih relacija, a koja je data u sledećem obliku [1]: Na osnovu jednakosti (1) sledi da se prividna viskoznost može predstaviti u obliku [1]: $

c dwdy m

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

-0.67

na = k $ ^1000h

=

k = 0,1 k g/ m $ s 100

pa je k = 10 N∙s0,33/m²

Veza između srednje brzine strujanja uida i pada pritiska na posmatranoj deonici data je jednačinom (3). Za slučaj stru janja njutnovskog uida srednja brzina strujanja u cevovodu iznosi

c 4 0,101 20 m

3

5

w1 =

$

$

$

1 2 $ 0, 025 = 0, 9770 m/s 8

dok pri strujanju ne-Njutnovskog srednja brzina iznosi

c 4 1010 20 m 5

w2 =

$

$

3

$

1 4 $ 0, 025 = 0, 0636 m/s 12

pa je odnos brzina (protoka) w2 / w1 = 0,0636/0,9770 = 0,065 Ukoliko bi brzina strujanja nenjutnovskog uida iznosila 0,9770 m/s, tada bi pad pritiska na istoj deonice bio 2,49 puta veći nego pri strujanju njutnovskog uida.

PT

Inženjerska praksa Kada je reč o utvrđivanju pada pritiska pri turbulentnom strujanju nenjutnovskih uida, ne postoji potpuno pouzdan metod za njegovo tačno određivanje. Eksperimentalna istraživanja su pokazala da uidi koji pokazuju slične kara kteristike pri laminarnom strujanju (bliske vrednosti koeci jenata n i k), ne moraju obavezno da imaju slične karakteristike i pri turbulentnom strujanju [2]. Poznato je da nenjutnovske karakteristike uida više dol aze do izražaja pri laminarnim režimima strujanja, nego pri turbulentnim gde su inercijalne sile od primarnog značja. Zbog toga se utvrđivanje koecijenta trenja pri turbulentnom strujanju može izvršiti na sličan način kao i kod idealnih njutnovskih uida. Dodž (Dodge) i Mecner (Metzner) su 1959. godine eksperimentalno određivali koecijent trenja pri turbulent nom strujanju nenjutnovskih uida u glatkim cevima. Na osnovu ovih merenja određena je jednačina koja predstavlja generalizovanu formu Karmanove (Karman) jednačine [1]: 1 4 = 0,75 n f

`

j $ lg6Re

MR

$

@-

- (n / 2) )

f ( 1

c 0,n 4 m 1,2

(4)

gde je: •

Re MR

n = 8$ 6$n+2

`

j$ n

t$w

2-n

k

n

$ d

- generalizovani

Rejnoldsov broj (uveli Mecner i Rid), • ρ, kg/m3- gustina uida.

predložili Jo (Yoo) i Irvin (Irvine). Na osnovu istraživanja sprovedenih u okviru doktorske disertacije [3] Jo je predložio jednačinu u sledećem obliku: (5) f = 0, 0792 $ n $ Re Korišćenjem navedene jednačine moguće je odrediti koecijent trenja sa preciznošću od ±10%. Za n=1 (njutnovski uid) ova jednačina se svodi na Blazijusovu. Irvin je u [4] predložio modikaciju Blazijusove jednačine u sledećem obliku: 2 4 (6) Re f = 2 $

; 7 c 3n + 1 m 3 - 2n

n (3n + 2)

-1 MR

7n

E

Poboljšanje u odnosu na relaciju koju je predložio Jo, ogleda se u njenoj tačnosti jer se njenim korišćenjem može odrediti koecijent trenja sa preciznošću od ±7%. Za ra zliku od jednačine koju su predložili Dodž i Mecner, obe navedene jednačine su praktične za inženjersku upotrebu s obzirom da daju eksplicitnu vezu između koecijenta trenja i karakterističnih veličina ReMR i n. Treba naglasiti da rezul tate koji su dobijeni korišćenjem jednačine (6) treba uzeti s rezervom ukoliko su dobijeni za uide koji pokazuju elastična svojstva.

Kritična vrednost Rejnoldsovog broja (ReMR,cr ) kojom se određuje prelaz iz laminarnog u turbulentni režim strujanja može se odrediti prema izrazu: 6464 (7) = $ ^2 + nh Re MR,cr

S obzirom da je jednačina (4) u implicitnom obliku, radi jednostavnijeg određivanja koecijenta trenja često se koristi njen grački prikaz dat na slici 1. Punim linijama označene su vrednosti koje su potvrđene eksperimentalnim istraživanjem, dok su isprekidanim linijama prikazane vrednosti dobijene ekstrapolacijom pa ih iz toga razloga treba koristiti uz pose ban oprez.

-0,25 MR

0,675

2 +n 1+n

^3 $ n + 1h

2

Većina eksperimentalnih istraživanja ukazuje da se prelaz iz laminarnog u turbulentni režim najčešće odvija pri vrednostima ReMR =2000. Određivanje gubitaka usled trenja pri turbulentnom stru janju nenjutnovskih uida istraživao je i čitav niz drugih istraživača. Šever (Shaver) i Meril (Merril) su 1959. godine predložili jednačinu (8), Tomita (Tomita) jednačinu (9) i Klap (Clapp) jednačinu (10) [5]. Sve pomenute jednačine, kao i granice u kojima one važe, navedene su u tabeli 1. Tabela 1. Korelacije za koecijenta trenja pri turbulentnom strujanju nenjutnovskih fuida prema različitim autorima Opseg za n 0,4÷1,0

Rejnoldsov broj Re MR = 8 $

Re SM =

2- n

` 6 $ nn+ 2 j $ t $ w k n

n

0,5÷1,0

Koecijent trenja

d $w 8

2- n

n- 1

$

t

$k

c

4 3$n+1

n

$ d

Re MR = 8 $

m

2- n

` 6 $ nn+ 2 j $ t $ w k n

f =

n

$ d

0,079

n

` 3 $ nn+ 1 j 2$n+1 j 2 $` n

Jed.

5

2,63

n $ Re SM 10,5

n

(4) (8)

1-n

n

0,2÷0,9

Re T =

d $w

2 -n

$

t

k

6$ $

n

Slika 1.

Mecnerova i Ridova korelacija koecijenta trenja i Rejnoldsovog broja

Odstupanje rezultata dobijenih korišćenjem jednačine (4) od izmerenih vrednosti na ispitivanom opsegu (0,4≤n≤1) ne prelaze ±2,5 %. Pored jednačine (4) za izračunavanje koecijenta trenja mogu se koristiti i modikacije Blazijusove relacije koje su

0,7÷0,8

ReCl =

1 = 4 $ lg^Re T $ f h - 0, 4 f

n

d $w 8

2-n

n-1

$

$k

t

(9)

2-n 4, 53 0, 45 $ n - 2, 75 1 = $ lg ^Re Cl $ f 2 h + (10) n n f

Primer 2

Transportovanje šampona gustine ρ=1050 kg/m3 (92,5%mas) do linije za pakovanje vrši se kroz cevovod DN 32 (Ø38 x 2,6 mm) dužine l=85 m. Ako je brzina strujanja uida kroz cevovod w=1,3 m/s, odrediti pad pritiska koji je potrebno da pumpa obezbedi na posmatranoj deonici. PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

9

PT

Inženjerska praksa

Rešenje:

U skladu sa (7) kritična vrednost Rejnoldsovog broja iznosi 6464 Re MR, cr = ^3 $ 0, 6219 + 1h2

$

2 + 0,6219 1 + 0,6219

^2 + 0, 6219h

= 3739

Pri navedenoj brzini strujanja od w=1,3 m/s, vrednost Re jnoldsovog broja iznosi 6219 c 6 00,,6219 m +2

0,6219

Re MR = 8 $

$

$

1050 $ 1, 3

2 - 0, 6219

$ 0 , 0328

0, 6219

0,0852

=

= 4247

na osnovu čega se može zaključiti da je strujanje uida u cevovodu turbulentno. Koristeći jednačinu (4) dobija se da koecijent trenja iznosi f=0,0073, na osnovu čega je moguće odrediti pad pritiska na posmatranoj deonici prema jednačini: 2 2 2 $ f $ l $ t $ w 2 $ 0, 0073 $ 85 $ 1050 $ 1, 3 = = = D p d 0, 0328 = 67139 Pa . 0,67 bar

u zavisnosti od njegovog sastava [8] Masti %mas

Proteini %mas

Vlaga %mas

Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

15

13

68,8

288

0.156

639,3

18,7

12,9

65,9

288

0,104

858,0

22,5

12,1

63,2

288

0,209

429,5

30

10,4

57,5

288

0,341

160,2

33,8

9,50

54,5

288

0,390

103,3

45,0

6,90

45,9

288

0,723

14,00

45,0

6,90

45,9

288

0,685

17,9

67,3

28,9

1,80

288

0,205

306,8

Tabela 4. Vrednosti parametara n i k za mleko [7] [8] Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

293

1,0

0,002000

303

1,0

0,001500

313

1,0

0,001100

323

1,0

0,000950

333

1,0

0,000775

Tabela 2. Vrednosti parametara n i k za neke od proiz-

343

1,0

0,000700

voda prehrambene industrije [6] [7] [8]

353 273

1,0 1,0

0,000600 0,00344

278

1,0

0,00305

283

1,0

0,00264

293

1,0

0,00199

298 303

1,0 1,0

0,00170 0,00149

308

1,0

0,00134

313

1,0

0,00123

318

1,0

0,00110

338

1,0

0,00080

Fluid Homogenizovano mleko

Sirovo mleko

Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

298

1

0,0019

308

1

0,0014

318

1

0,0012

328

1

0,0010

338

1

0,0008

263

0,705

14,255

298

0,585

4,121

Puter od jabuka

-

0,15

200

Puter od kikirikija

-

0,07

500

298

0,322

9,9957

Tabela 5. Vrednosti parametara n i k za pojedine vrste

318

0,325

7,9431

meda [8]

338

0,341

7,1437

Pire od kajsija

300

0,3÷0,4

5÷20

Pire od banana

293÷315

0,33÷0,50

4÷10

Pire od guave

296,5

0,5

40

Heljda

18,6

Pire od papaje

300

0,5

10

Pire od breskve

300

0,38

1÷5

Zlatošipka (dremljevica)

Pire od šargarepe

298

0,25

25

Pire od krušaka

300

0,4÷0,5

1÷5

Pire od šljiva

287

0,35

30÷80

-

0,5

15

Kaša od manga

300÷340

0,3

3÷10

Sos od jabuka

300

0,3÷0,45

12÷22

Koncentrat paradajza (5,8% suve materije)

305

0,6

0,22

Kečap

295

0,24

33

Majonez

298

0,6

5÷100

Čokolada

303

0,5

0,7

319

0,574

0,57

-

0,12

400

293

0,5÷0,6

25

-

0,4

560

276÷279

0,910

8,550

Piletina (mlevena)

296

0,10

Sen

298

0,39

Fluid Sok od pomorandže

Koncentrat soka od pomorandže

Pire od jabuka

Kaša od paradajza

Šlag Jogurt Maršmalov krem Mlevena riblja pašteta

10

Tabela 3. Vrednosti parametara n i k za mleveno meso

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Vrsta meda

Udeo čvrste materije, Temperatura, K %mas

n

k , Pa∙sn

298

1,0

3,86

19,4

297

1,0

2,93

Žalja

18,6

299

1,0

8,88

Slatka detelina

17,0

298

1,0

7,20

Bela detelina

18,2

298

1,0

4,80

Tabela 6. Vrednosti parametara n i k za biljna ulja [8] Temperatura, K

n

283

1,0

2,42

303

1,0

0,451

313

1,0

0,231

373

1,0

0,0169

298

1,0

0,0565

311

1,0

0,0317

293

1,0

0,0704

311

1,0

0,0306

Seme lana

323 363

1,0 1,0

0,0176 0,0071

Maslina

900

283 313

1,0 1,0

0,1380 0,0363

18,5

343

1,0

0,0124

Sirovina za dobijanje ulja Ricinus

Kukuruz Pamuk

k , Pa∙sn

Inženjerska praksa Nastavak tabele 6. Vrednosti parametara n i k za biljna ulja [8]

PT

Newtonian uids in circular tubes, Ph.D. Thesis, University of

Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

294

1,0

0,0647

299

1,0

0,0656

310

1,0

0,0387

311

1,0

0,0251

328

1,0

0,0268

Illinois, Chicago (1974). [4] Irvine, T. F., A generalized Blasius equation for power law uids, Chem. Eng. Comm. 65 (1988) 39. [5] Leal B. A., Calçada A. L., Scheid M. C., Non-Newtonian uid ow in ducts: friction factor and loss coecient s, Second Mer cosur Congress on Chemical Engineering, Rio de Janeiro, 2005. [6] R. P. Chhabra,J.F. Richardson, Non-Newtonian Flow

273

1,0

2,530

and Applied Rheology: Engineering Applications , 2nd edition,

293

1,0

0,163

303

1,0

0,096

Šaranika

298

1,0

0,0522

311

1,0

0,0286

Susam

311

1,0

0,0324

Soja

303

1,0

0,0406

323

1,0

0,0206

363

1,0

0,0078

311

1,0

0,0311

Sirovina za dobijanje ulja Kikiriki

Uljana repica

Suncokret

Tabela 7. Vrednosti parametara n i k za pojedine vrste

polimera [6] Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

Polietilen velike gustine (HDPE)

453÷493

0,6

3,75÷6,2•103

Visokootporni (HIP) polistiren

443÷483

0,2

3,5÷7,5•104

Polistiren

463÷498

0,25

1,5÷4,5•104

Polipropilen

453÷473

0,40

4,5÷7•103

Polietilen male gustine (LDPE)

433÷473

0,45

4,3÷9,4•103

Najlon

493÷508

0,65

1,8÷2,6•103

Pleksiglas (PMMA)

493÷533

0,25

2,5÷9•104

Polikarbonat

553÷593

0,65÷0,8

1÷8,5•103

Vrsta polimera

Elsevier, Oxford, 2008. [7] Rozzi S., , Heat treatment of uid foods in a shall and tube heat excangers: comparison between smooth and helically corrugated wall tubes , Journal of Food Engineering, 79,

str. 249-254, 2007. [8] Steffe, J.F., Rheological Methods in Food Process Engineering , Freeman Press, East Lansing, Michigan, USA, 1992. [9] M. Karsheva, S. Georgieva, G. Birov, Flow behaviour of two industrially made shampoos , Journal of the University of Chemical Technology and Metallurgy, Soa, p.323-328, 2005. [10] H. A. Barnes, J. F. Hutton, K. Walters, An introduction to rheology, Elsevier, Amsterdam, 1989.

Autori

Budimir, Inovacioni centar Mašinskog fakulteta Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16, Beograd email:[email protected] tel: 064/22-33-727 Nikola

Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

Lak za nokte

298

0,86

750

Maskara

298

0,24

200

Pasta za zube

298

0,28

120

Zaposlen je u Inovacionom centru Mašinskog fakulteta u Beogradu, u svojstvu naučnog saradnika. Na Mašinskom fakulte tu u Beogradu održavao je auditorne vežbe iz predmeta: Mehanički i hidromehanički aparati i mašine, Toplotni i difuzioni aparati, Toplotne operacije i aparati. Učestvovao je u izradi više tehničkih dokumentacija, studija, tehnoloških i inovacionih projekata koje je nansiralo Ministarstvo za nauku. Do sada je objavio 15 radova (časopisi sa SCI liste, međunarodni časopisi i kongresi, domaći časopisi

Krema za sunčanje

298

0,28

75

i kongresi).

Krema za lice

298

0,45

25

Tabela 8. Vrednosti parametara n i k pojedinih sred-

stava za ličnu higijenu i negu [6] [9] Fluid

298

0,22

25

Šampon (92,5 %mas vode)

293÷323

0,6219

0,0852


293÷323

0,6272

0,0235


293÷323

0,7568

3,3357

Ulje za negu kože

Tabela 9. Vrednosti parametara n i k [10] Temperatura, K

n

k , Pa∙sn

300

0,9

0,004

Mastilo za pisanje

-

0,85

10

Omekšivač za rublje

-

0,6

10

Ulja za podmazivanje

-

0,4

0,5

Mast za podmazivanje

-

0,1

1000

Fluid Ljudska krv

Literatura [1] Coulson M. J., Richardson F.J., Chemical Engineering, vol 1, Butterworth-Heinemann, Oxford, 1999. [2] Heywood, N. I. and Cheng, D. C.-H. , Comparison of methods for predicting head loss in turbulent pipe ow of non-New tonian uids, Trans Inst. Measurement and Control 6 (1984) 33. [3] Yoo, S. S., Heat transfer and friction factors for non-

Inovacioni centar Mašinskog fakulteta Univerziteta u Beogradu d.o.o., Kraljice Marije 16, 11000 Beograd tel: 063/435-779 email: [email protected] Marko

Jarić,

Doktorirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 2011. na katedri za procesnu tehniku. Od jula 2006. zaposlen je u Inova cionom centru Mašinskog fakulteta u Beogradu. Auditorne vežbe održavao je iz predmeta: Oprema procesnih instalacija, Cevovodi i armatura, Konstruisanje procesne opreme, Aparati

i mašine u procesnoj industriji, Procesni fenomeni. Učestvovao je u izradi više tehničkih dokumentacija, i projekata koje je  nansiralo Ministarstvo za nauku i zaštitu životne sredine. Do sada je objavio 16 radova (časopisi sa SCI liste, međunarodni časopisi i kongresi, domaći časopisi i kongresi). PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

11

PT

Inženjerska praksa

Osnovna termozička svojstva tečnih natnih rakcija Srbislav Genić, Branislav Jaćimović, Petar Kolendić, Vojislav Genić

F

izička i hemijska svojstva uida predstavljaju deo osnovnih podataka potrebnih za inženjerski rad, odnosno za izradu bilasa supstancije i energije, kao i za dimenzionisanje i druge proračune procesne opreme i cevovoda, itd. Postoji veliki broj publikacija koji tretiraju problematiku vezanu za svojstva uida. Ove publikaci je se mogu svrstati u dve grupe: publikacije u kojima se prikazuju svojstva uida u obliku izmerenih veličina pri određenim uslovima (najčešće su u pitanju članci u speci jalizovanim časopisima) i publikacije u kojima se na bazi teorijskih ili empirijskih modela svojstva uida prikazuju u obliku jednačina ili tabela (poznati primeri za ovakve publikacije su [1] ili [2]) Naftna je jedan od najvažnijih prirodnih materijala koji se u današnje vreme koriste kao izvor energije za industriju, grejanje i prevozna sredstva, a takođe predstavlja sirovinu za petrohemijsku industriju za proizvodnju polimera, plastike, kao i za mnoge druge proizvode. Prilikom obrade od sirove nafte se dobijaju mnogobrojne frakcije. Kao i sama sirova nafta, i nafte frakcije su složene mešavine koje sadrže veliki broj hemijskih jedinjenja, pre svega ugljo vodonika. U industriji postoji veliki broj uređaja koji se koriste u proizvodnji, transportu i skladištenju poluproizvoda ili nalnih naftnih proizvoda. To su:

• gravitacioni i drugi separatori za izdvajanje vode, gasova i drugih nečistoća iz nafte i njenih frakcija; • pumpe, kompresori, cevovodi, ventili i tinzi; • rezervoari (tankovi); • destilacione, apsorpcione i desorpcione kolone; • razmenjivači toplote (zagrejači, hladnjaci, isparivači, kondenzatori); • uređaji za mešanje; • reaktori; • merni uređaji (merila protoka, nivoa, sastava, itd); • uređaji za automatsko vođenje procesa.

Svojstva nafte i njenih frakcija se obično svrstavaju u dve grupe: svojstva nezavisna od temperature i svojstva koja zavise od temperature (tabela 1).

Tabela 1. Uobičajena podela svojstava nate i natnih

rakcija Svojstva nezavisna od temperature Svojstva koja zavise od temperature Gustina Gustina na standardnim uslovima

Karakterističnetemperature Ravnotežnipritisak pare(napon (normalnatačkaključanja,tačka pare) topljenjaitačkatečenja,tačka paljenja i tačka gorenja) Sastav višekomponentne mešavine Ravnoteženisastaviiodnosi(tačka rose,para–tečnost,gas–tečnost, i molarna masa ugitivnost, itd.). Veličinestanjaukritičnojtački Toplotna(termička)svojstva (kritičnatemperatura,pritisak i –entalpija,toplotnikapacitet, toplotapromeneaze(očvršćavanja, zapremina) topljenja,isparavanja,kondenzacije),toplotnamoć(toplota sagorevanja) Transportnasvojstva-viskoznost, Karakterizacioni parametri (Votsonov, C-H odnos, viskozno-gravit- toplotnaprovodnost,koeicijent diuzije aciona konstanta, itd.) Ostaliparametri:anilinskatačka, Površinski napon aktoracentričnosti,indeksrerakcijenareerentnimuslovima Povremeno su inženjerima potrebni podaci o naftnim frakcijama bazirani na svega nekoliko poznatih ili pret postavljenih bazičnih veličina. U ovom radu su prezentovani jednostavni metodi za proračune osnovnih svojstava tzv. nespecikovanih naftnih frakcija (naftnih frakcija nepoznatog sastava) kao što su molarna masa, gustina, toplotni kapacitet, toplotna provodnost, viskoznost, kritični parametri i toplota ključanja. Proračuni su bazirani na poznavanju lako merljivih, lako procenjivih ili opšte poznatih parametara, kao što su standardna gustina i normalna temperatura ključanja. Ovi podaci se najčešće izražavaju u obliku API gustine i Votsonovog karakterizacionog faktora.

Projektovanje postrojenja i dimenzionisanje navedenih uređaja, kao i optimalni rad proizvodnih postrojen ja, zahtevaju detaljno poznavanje svojstava radnih uida (sirove nafte i njenih frakcija odnosno proizvoda). U oblasti 1 SVOJSTVA KOJA NE ZAVISE OD TEMPERATURE naftne industrije, ali i za mnoge druge potrebe, vrše se de1.1 Specična gustina – gustina na standardtaljna ispitivanja različitih svojstava nafti i naftnih frakcija i nim uslovima ovaj posao obavljaju specijalizovane ili akreditovane laboGustina je denisana kao masa po jedinici zapremine uida ratorije. (ρ, kg/m³). Gustina je veličina stanja i zavisi od temperature, Najvažniji literaturni izvor koji sadrži podatke o svojst- pritiska i sastava. Gustina tečnosti se smanjuje sa povišenjem vima nafte i naftnih frakcija je API Technical Data Book – temperature i pritiska. Efekat promene pritiska na gustinu je Petroleum Rening [3], a u poslednje vreme se dosta citira relativno mali pa se često zanemaruje. i [4]. 12

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

PT

Inženjerska praksa

Standardna gustina je gustina na referentnoj temperaturi. U oblasti prerade nafte ova temperatura je obično 60°F odnosno 15,56°C, ali se sreću i vrednosti od 15°C, 20°C ili 25°C, pa se to obično naznačava u indeksu (npr. ρ20°C ili ρ20). Relativna ili specična gustina (s st) predstavlja odnos gustine posmatranog materijala i gustine referentnog materijala.

Temperature posmatranog i referentnog materijala ne moraju da budu jednake. U naftno-prerađivačkoj industriji relativna gustina se izražava kao gustina nafte ili naftne frakcije na referentnoj temperaturi u odnosu na gustinu vode na istoj ili

različitoj temperaturi t

s t

odnosno preko zapreminskog udela n

Tb, vol

= / fi $ T b, i

U daljem tekstu će se koristiti oznaka T b=T b,mol .

1.3 Votsonov karakterizacioni parametar Votsonov karakterizacioni parametar (faktor) je u [5] denisan na sledeći način kW =

t = t

(8)

i=1

^1, 8 $ T h1/3

(9)

b

SG

(1)

t

Votsonov karakterizacioni faktor je pokazatelj udela aromatičnih ugljovodonika u mešavini, pri čemu veće vred ili kao odnos gustine nafte ili naftne frakcije na refnosti faktora odgovaraju većem sadržaju zasićenih čistih i erentnoj temperaturi u odnosu na gustinu vode na t w=4°C paranskih komponenti. Vrednost k W je obično u opsegu 10 ÷ ( ρw,4°C =999,972 kg/m³) 13, ali nisu neuobičajene i manje i veće vrednosti. Benzen, na t t = s = (2) primer, ima karakterizacioni faktor k W =10,0, dok heksan ima t 999, 972 kg/m w

t w

t

t t w

t

3

X260 w, X064 C

Postoji još jedna oznaka koja se veoma često koristi u naftnoprerađivačkoj i srodnom industrijama za specičnu gustinu, kada je referentna temperatura 60°F odnosno 15,56°C t t15,56 = (3) SG = t 15,56 999, 09

c m w

cC

cC

API gustina predstavlja još jedan način da se izrazi specična gustina tečnosti. Deniše na osnovu jednačine c API =

141,5 SG

(4)

- 131,5

Opseg API gustine je od °API=340 za metan (SG=0,30), pa do vrednosti manjih od nule za teške frakcije. Tipične vrednosti za većinu naftnih frakcija se kreću u opsegu °API=10÷70.

Jednačina (4) se može zapisati i na sledeći način SG =

141,5

(5)

c API + 131,5

n

i

b,i

i=1

čime se dobija srednja temperatura ključanja preko molskih udela komponenti ( x ,i kmol i/kmol ) koje ulaze u sastav tečne faze koja se sastoji od n komponenti. Pored toga može se koristiti i maseni udeo ( xu , kg i/kg ) ili zapreminski udeo (εi, m³ i/m³) pa se dobijaju os- rednjene temperature ključanja i

preko masenog udela n

Tb, mas = / xui $ T b,i

Za mešavinu ugljovodonika čiji je sastav poznat Votsonov karakterizacioni faktor je n

kW

= / xu $ k

(10)

W, i

i

i=1

gde su

ui x

(kg i/kg ) maseni udeo i-te komponente, a k W,i

Vot son o v karakterizacioni faktor za tu komponentu.

1.4 Molarna masa Za izračunavanje molarne mase (M, kg/kmol) u opsegu T b=38÷455 °C i M=70÷300 kg/kmol u [6] je data jednačina (11) $ SG M = 1,66069 $ 10 $ T -4

(7)

2,1962

-1,0164

b

a u [7] je ustanovljeno da jednačine (11) daje dobre rezul tate i za više temperature. U [8] se navodi da je korelacija (11) precizna i za teške frakcije (C 50) sa M=200÷700 kg/kmol. Prema [9] u opsegu T b=300÷850K i M=70÷700 kg/kmol je data jednačina M = 42,965 $ T $ SG $ (12) 1,26007

1.2 Normalna tačka ključanja Normalna tačka ključanja (T b, K) je temperatura ključanja na atmosferskom pritisku. Ova temperatura nije jednoznačno određena veličina, jer su nafta i naftne frak cije višekomponentna jedinjenja. U zavisnosti od načina izražavanja sastava mešavine moguće je izračunati osred njene vrednosti tačke ključanja. Ako se osrednjavanje vrši preko molskih udela koristi se izraz = / x $ T (6) T b, mol

vrednost od k W =12,8.

4,98308

b

$ exp

^2, 097 $ 10-4 $ T - 7, 78712 $ SG + 2, 08476 $ 10-3 $ T b

b

$ SG

h

U [10] je data korekcija jednačine (11) u obliku b

M =

0,01077 $ T b s

(13)

20 4

gde je eksponent = 1,52869 + 0,06486 $ ln

c 1078 - m T b

T b

(14)

a opseg primene jednačine je za T b=300÷1000K ,

M=70÷1700 kg/kmol i s420=0,63÷1,08.

1.5 Kritični parametri (pritisak, temperatura, zapremina) U opsegu T b=38÷455°C u [6] su date jednačine za izračunavanje kritičnog pritiska ( pc, bar) i temperature (T c, K) $ SG (15) pc = 5,4580 $ 10 $ T b 7

-2,3125

2,3201

i=1

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

13

PT

Inženjerska praksa

0,58848

Tc = 19,062 $ T b

$ SG

U novije vreme se u [14] pojavila jednačina

(16)

0,3596

` SG j T

0,5

(26)

- 0, 0144

U [7] je ustanovljeno da jednačine (15) i (16) daju dobre rezultate i za više temperature, dok je za kritični pritisak na temperaturama iznad 455°C predložena jednačina (17) $ SG pc = 1,69345 $ 10 $ T b

koju su autori korelisali za mešavine u opsegu T b=347,6÷749,8K i SG=0,7310÷1,1733.

Autori članka [9] preporučuju, u opsegu T b=27÷343°C i M=70÷300 kg/kmol, sledeće jednačine: T = 9,5232 $ T $ $ SG (18)

2.4 Viskoznost Viskoznost naftne frakcije nepoznatog sastava je u [15] denisana u zavisnosti od raspoloživih podataka o tački ključanja, specičnoj gustini i kinematskoj viskoznosti na

-3,86618

12

0,81067

c

4,2448

0,53691

b

$ exp

^- 9, 314 $ 10-4 $ T - 0, 54444 $ SG + 6, 48 $ 10-4 $ T b

$ SG

b

h

-0,4844 4,0846 $ SG $ pc = 3,19584 $ 105 $ T b

$ exp

Vc ^m $ exp

3

referentnoj temperaturi.

(19)

^- 8, 505 $ 10-3 $ Tb - 4, 8014 $ SG + 5, 749 $ 10-3 $ Tb $ SGh

/kmolh = 6, 049 $ 10

-5

0,7506

$ Tb

$ SG

-1,2028

$

(20)

^- 2, 6422 $ 10-3 $ T - 0, 26404 $ SG + 1, 971 $ 10-3 $ T b

b

$ SG

h

SVOJSTVA KOJA ZAVISE OD TEMPERATURE U ovom članku će biti predstavljene jednačine za izračunavanje sledećih svojstava tečnosti: • gustine; • specičnog toplotnog kapaciteta (c p, J/(kg∙K)); • toplotne provodnosti (λ, W/(m∙K)); • kinematske viskoznosti (ν, m²/s); • toplote ključanja (Δh, kJ/kmol). 2.1 Gustina Promena gustine sa temperaturom se prema [11] može izračunati pomoću izraza tt - tref t - t ref

= -^2, 34 - 1, 9 $ tt h

(21)

što znači da je gustina na proizvoljnoj temperaturi tt =

tref - 2,34 $ ^t - t ref h 1 - 0, 0019 $ ^t - t ref h

(22)

^

h

^0, 055 $ kW + 0, 35h

$

koja prema TEMA standardima važi u intervalu t = -18÷535°C. Nešto novijeg datuma je jednačina iz [12] SG

(24)

2.3 Toplotna provodnost Toplotna provodnost tečnih naftnih frakcija se, po pravi lu, ne menja značajnije sa porastom temperature i u [13] je preporučena jednačina 117 (25) $ ^1 - 0,00054 $ t h m = t 15cC

PROCESNA TEHNIKA

(27)

ref

0.2

b

Ukoliko je poznata samo tačka ključanja može se koristiti jednačina iz [17]

^

h

^

h

lnln o + 0, 8 = lnln oref + 0, 8 - 3, 7 $ ln

c T T m

(29)

ref

U jednačinama (27), (28) i (29) kinematska viskoznost je u mm²/s.

2.5 Toplota ključanja (isparavanja) odnosno kondenzacije Troutonovo pravilo glasi da je toplota ključanja Δh=88∙T b u kJ/kmol. Toplota ključanja (isparavanja) odnosno kondenzacije prema [9], u opsegu T b=27÷343 °C i M=70÷300 kg/kmol, iznosi (30) $ SG Dh = 9,76157 $ T 1,14086

b

(23)

1684 + 3,389 $ t

c T T m

U slučaju kada su na raspolaganju podaci o specičnoj gustini i tački ključanja korelacija ima oblik lnln ô + 0, 8 h = 4, 3414 $ ^T $ SG h + 6, 6913 - 3, 7 $ ln ^T h (28)

Dh = T

c p = 62961 - 1331 $ SG + ^6, 142 - 2, 306 $ SGh $ t @

decembar 2011.

h

0,00977089

Noviji izvor [16] navodi da je za opseg T b=231,3÷722,8K i M=44,094÷422,82 kg/kmol pogodnija jednačina

2.2 Specični toplotni kapacitet U [5] je data sledeća jednačina

c p =

^

b

gde je ρref gustina na referentnoj temperaturi t ref , °C.

$

Ako je poznata viskoznost νref (mm²/s) na temperaturi T ref (K), tada se viskoznost na proizvoljnoj temperaturi izračunava pomoću izraza lnln o + 0, 8 = lnln oref + 0, 8 - 3, 7 $ ln

2

14

m = 2, 54 $

$

`9, 549 + 14, 811 2

$

ln T b + 12 , 346 3

$

T b M

-

m

(31)

T T - 0, 06662 $ b + 7, 833 $ 10-5 $ b + 19 , 334 $ ln SG M M

3 PRIMER IZRAČUNAVANjA SVOJSTAVA ZA MAZUT 3.1 Osnovna svojstva mazuta Mazut (verovatno sa arapskog mazhulat ≈ otpad) je teško i nisko kvalitetno tečno gorivo koje se dobija kao tečni ostatak destilacije nafte. Mazut je mešavina ugljovodonika (molarne mase 400 ÷ 1000 kg/kmol), naftnih smola (500 ÷ 5000 kg/ kmol), parana, asvaltena, karboida i organskih jedinjenja koja sadrže metale (V, Ni, Fe , Mg, Na, Ca). Na engleskom se naziva Fuel Oil No. 6 ili Bunker C, a po domaćoj standardizaciji naziv je teško ulje za loženje (T).

PT

Inženjerska praksa

gde je ρ15°C =979 kg/m³ izračunato pomoću jednačine (22).

Vrste: M-40, M-100, M-200, brodski mazut

Na osnovu jednačine (28) kinematska viskoznost je Fizičko-hemijska svojstva mazuta zavise od hemijsk -

o = exp "exp 64, 3414 $ ^T

b

$ SG

h0.2 + 6, 6913 - 3, 7 $ ln ^T h@ , - 0, 8

og sastava sirove nefte i stepena odvajanja lakih frakcija.

Uobičajena svojstva mazuta su sledeća: viskoznost iznosi 8 o = exp "exp 64.3414 $ ^734, 6 $ 0, 98h + 6, 6913 - 3.7 $ ln ^273, 15 + 60h@ , ÷ 80 mm2/s (na 100°C), specična gustina 0,876 ÷ 1,0 (°API - 0, 8 = 53, 2 / 30,0 ÷ 10,0), a tačka očvršćavanja 10 ÷ 40°C, tačka ključanja Ako se za izračunavanje viskoznosti koristi jednačina je viša od 260°C, napon pare na 21°C je niži od 700 Pa, (29) dobija se sadržaj sumpora je 0,5 ÷ 3,5%mas, pepela do 0,3% mas, a o = exp "exp 60, 3408 $ T + 13, 4729 - 3, 7 $ ln ^T h@ , - 0, 8 donja toplotna moće je 41 ÷ 43,5 kJ/m3. Temperatura potrebna za lagerovanje mazuta je obično 50 ÷ 60°C, temperatura o = exp "exp 60, 3408 $ 734, 6 + 13, 4729 - 3, 7 $ ln^273, 15 + 60 h@ , transporta mazuta cevovodima je 80 ÷ 100°C, a potrebna - 0, 8 = 28, 6 / temperatura na gorioniku je viša od 100°C (u ekstremnim Za potrebe proračuna razmenjivača toplote svojstva su slučajevima čak 180°C). prikazana u tabeli 2. 0.2

mm

2

s

0.5

b

0,5

mm

2

^k

W

h3

$ SG

1, 8

=

^11,2 $ 0,980h3 1, 8

s

Tabela 2

3.2 Zagrejač mazuta – primer proračuna svo jstava Prema zahtevu investitora mazut protoka mo =51 t/h treba da se zagreje od t 2p=60°C do t 2k =180°C pomoću pregrejane vodene pare apsolutnog pritiska p1=17,2 bar i početne tem perature t 1p=290°C. Vodena para se kondenzuje, a kondenzat na izlazu iz aparata je ključala voda na pritisku p1=17,2 bar. Potrebno je dimenzionisati razmenjivač toplote uz uslov da pad pritiska sa strane mazuta iznosi do 0,5 bar. Poznati su sledeći podaci o mazutu: specična gustina je SG=0,980, Votsonov karakterizacioni broj je k W =11,2. Na osnovu Votsonovog karakterizacionog broja se dobija osrednjena molarna temperatura ključanja pomoću jednačine (9) T b =

2

Svojstvo

Jednačina

ρ, kg/m³ cp,kJ/(kg•K) λ,W/(m•K)

ν, mm²/s

t, °C 60

120

180

(22) (23) (24)

956 1825 1907

917 2050 2113

864 2274 2319

(25) (26) (28) (29)

0,116 0,123 53,2 28,6

0,112 0,112 7,88 5,45

0,108 0,104 2,79 2,15

Nakon dimenzionisanja izrađen je specikacioni list razmenjivača toplote.

Literatura

= 734,6 K

[1] Poling B. E., Prausnitz J. M., O’Connell J. P. , The Properties Of Gases And Liquids, McGraw-Hill Profesno t b=461,5°C. Prema zadatim podacima referentna gustina se dobija sional, 2000. [2] Vasiljević B., Banjac M., Priručnik za termodinamiku pomoću jednačine (3) - tabele i dijagrami, Mašinski fakultet, Beograd, 2010. t15,56 C = SG $ tw,15,56 C = 0,980 $ 999,09 = 979 kg /m3 [3] API Technical Data Book - Petroleum Rening , American Petroleum Institute (API), Washington, DC, 1997. a gustina na t=60°C je prema (22) [4] Riazi M. R., Characterization And Properties Of Petref - 2. 34 $ ^t - t ref h 979 - 2.34 $ ^60 - 15, 56 h = = 956 kg/m tt = ^ h ^ h $ 1 0 . 0019 60 15 , 56 1 0.0019 $ t t ref troleum Fractions, ASTM International, 2005. [5] Watson K., Nelson E. , Improved Methods For ApSpecični toplotni kapacitet je prema (23) proximating Critical And Thermal Properties Of Petroleum c p = 62961 - 1331 $ SG + ^6, 142 - 2, 306 $ SG h $ t @ $ ^0, 055 $ k W + 0, 35h Fractions, Ind. Eng. Chem., vol. 25, pp. 880–887, 1933. [6] Riazi M. R., Daubert T. E., Simplify Property Predicc p = 62961 - 1331 $ 0, 98 + ^6, 142 - 2 , 306 $ 0 , 98 h $ 60 @ $ tions, Hydrocarbon Processing, vol. 59, no. 3 (March), pp. $ ^0, 055 $ 11, 2 + 0, 35 h = 1825 J / (kg $ K ) 115-116, 1980. odnosno prema (24) [7] Whitson C. H., Characterizing Hydrocarbon Plus 1684 + 3,389 $ t 1684 + 3,389 $ 60 = = 1907 J/ (kg $ K ) c p = Fractions, Soc. Petrol Engrs. J., vol. 23, pp. 683–694, 1983. 0,98 SG [8] Tovar L. P., Wolf-Maciel M. R., Batistella C. B., Toplotna provodnost prema (25) iznosi Maciel-Filho R., Medina L. C. , Computational Approach 117 117 for Studying Physicochemical Properties of Heavy Petro m = $ ^1 - 0, 000 54 $ t h = $ ^1 - 0 , 00 054 $ 6 0h t 979 leum = 0, 116 W/ (m $ K ) Fractions, 20th European Symposium on Computer Aided dok je prema (26) Process Engineering – ESCAPE20 0, 98 SG [9] Riazi M. R., Daubert T. E. , Characterization Param- 0, 0144 = 2.54 $ - 0,0144 m = 2.54 $ T 273, 15 + 60 eters For Petroleum Fractions, Ind. Eng. Chem. Res., vol. = 0, 123 W/ (m $ K ) 26, no. 4, pp. 755-759, 1987. c

odnos-

c

3

15cC

` j

0, 5

c

m

0, 5

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

15

PT

Inženjerska praksa

[10] Goossens A. G., Prediction Of Molecular Weight Of Petroleum Fractions, Industrial And Engineering Chemistry Research, vol. 35, 1996, pp. 985 988. [11] Denis J., Briant J., Hipeaux J. C. , Lubricant Properties Analysis And Testing , Editions Technip, Paris, 1997. [12] Gambill, W. R. , You Can Predict Heat Capacities, Chemical Engineering , June 1975. [13] Cragoe C. S. , Thermal Properties Of Petroleum Products, Miscellaneous Publication No. 97, U. S. Department of Commerce, 1929. [14] Aboul-Seoud A., Moharam H. M. , A Simple Thermal Conductivity-Temperature Correlation For Undened Petroleum And Coal Liquid Fractions, Trans IChemE, vol.

77, Part A, May 1999. [15] Aboul-Seoud A., Moharam H. M. , A Generalized Viscosity Correlation For Undened Petroleum Fractions, Chemical Engineering Journal, vol. 72, pp. 253-256, 1999. [16] Fang W., Lei Q., Lin R. , Enthalpies Of Vaporization Of Petroleum Fractions From Vapor Pressure Measurements And Their Correlation Along With Pure Hydrocar bons, Fluid Phase Equilibria, vol., no. 1, pp. 149-161, 2003. [17] Mehrotra A. K ., Chem. Eng. Res. Des., vol. 73, pp. 87, 1995.

Autori Srbislav B. Genić, Mašinski fakultet Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16,

tel: 011330 23 60, faks: 011/337 03 64 e-mail: [email protected] Zaposlen na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu od 1989., na Katedri za procesnu tehniku. Trenutno u zvanju vanrednog profesora predaje na svim nivoima studija. Pored nastave angažovan je na poslovima projektovanja procesnih i termotehničkih postrojenja, dimenzionisanju, konstruisanju i ispitivanju aparata i postro jenja, na izradi studija, ekspertiza, veštačenja, itd. Objavio je preko 100 naučnih i stručnih radova i bio učesnik u više desetina projekata i studija nansiranih od strane nadležnih Ministarstava.

Petar I. Kolendić, Mašinski fakultet

Beograd, Kraljice Marije 16, tel: 0113302410, faks. 011-3370364, E-mail: [email protected] Zaposlen na Mašinskom fakultetu u Beogradu od 1991 godine, na Katedri za motore u zvanju Samostalnog stručnog saradnika. Pored angažovanja na stručnoj podršci realizacije nastave radi i na realizaciji projekata Centra za motore nansiranih od strane MNT Republike Srbije, homologacijama i atestnim ispiti vanjima. U samostalnom zvanju stalnog sudskog veštaka za oblast mašinstva i saobraćaja učestvuje u brojnim stručnim ekspertizama i veštačenjima. Završio doktorske studije na Katedri za procesnu tehniku i u toku je izrade doktorske dis ertacije iz oblasti istraživanja parametara transporta toplote kod orebrenih hladnjaka i zagrejača.

16

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Branislav M. Jaćimović, Mašinski fakultet Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16, tel: 011/330 23 60 e-mail: [email protected]

Zaposlen na Mašinskom fakultetu Univer ziteta u Beogradu od 1979., na Katedri za procesnu tehniku u zvanju redovnog profesora. Predaje više predmeta na svim nivoima studija. Pored nastave angažovan je na poslovima projektovanja procesnih i termotehničkih postrojenja, dimenzionisanju, konstruisanju i ispitivanju aparata i postrojenja, na izradi studija, ekspertiza, veštačenja, itd. Objavio je preko 130 naučnih i stručnih rado va i bio učesnik u više desetina projekata i studija nansiranih od strane nadležnih Ministarstava.

Vojislav Genić,

Siemens IT Solutions and Services, Pariske komune 22, 11070 Beograd Tel. +381 65 2015757 E-mail: [email protected] Na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu diplomirao 1992, na Odseku za procesnu tehniku. Nakon 3 godine provedene u Lola Inženjeringu, prelazi u TradeCom MN, a zatim u Spinnaker New Technologies gde je obavljao posao generalnog direkto ra, da bi 2008. postao podpredsednik i član uprave ComTrade Group, Predsednik uprave i direktor ComTrade IT Solutions and Services. Od 2010. zaposlen u Siemens IT Solutions and Services. Rukovodio je kompanijama sa do 1000 zaposlenih, bavio se strateškim i nansijskim planiranjem i realizacijom planova, upravljanjem operacijama i prodajom, te organizaci jom rada u preduzećima.

PT

Inženjerska praksa SPECIFIKACIONI LIST ZA DOBOŠASTI RAZMENJIVAČ TOPLOTE OZNAKA APARATA ZM-1

Strana 1/2

Namena aparata: Zagrevanje mazuta pomoću vodene pare Tip aparata po TEMA: BEU

Klasa aparata po TEMA: R

Površina za razmenu toplote: 138.7 m2

Komada: 1

Broj prolaza kroz cevi: 2

Broj prolaza kroz međucevni prostor: 1 PERFORMANSE APARATA Međucevni prostor

Cevni prostor

Mazut

Vodena para

51000

5772

Tok sa tehnološke šeme (Ulaz/Izlaz) Ukupni protok

kg/h

Gas (Ulaz/Izlaz)

kg/h

Tečnost (Ulaz/Izlaz)

kg/h

51000

51000

°C

60

180

290

200

Gustina

kg/m³

956

864

6,89

867,87

Dinamička viskoznost

mPa·s

50,85

2,41

0,0199

0,1464

Temperatura (Ulaz/Izlaz)

5772 5772

Molarna masa

kg/kmol

Specični toplotni kapacitet

kJ/(kg·K)

1,825

2,275

2,288

4,357

Toplotna provodnost

W/(m∙K)

0,123

0,104

0,0451

0,6628

1474,7

1941,8

18,02

Latentna toplota

kJ/kg

Radni pritisak

barA

8

17,2

Brzina strujanja

m/s

0,35

6,57

Pad pritiska

kPa

22,102

2,337

m²∙K/kW

0,00053

0,00009

Otpori usled zaprljanja Temperatura komprimovanog fuida (°C)

Srednja temperaturska razlika: 64,17°C

Koecijent prolaza toplote: 391,6 W/(m²∙K)

KONSTRUKCIJA APARATA Međucevni prostor

Cevni prostor

Proračunski pritisak

bar

9

19

Ispitni pritisak

bar

12

25

Proračunska temperatura

°C

250

350

Broj cevi: 230 U

Korak: 24 mm

Materijal izolacije Debljina izolacije

mm

Materijal cevi: CS Materijal omotača: CS

Prečnik omotača: 650 mm

Debljina zida: 10 mm

Materijal poklopca: CS

Prečnik poklopca: 650 mm

Debljina zida: 10 mm

Materijal cevne ploče: CS

Prečnik cevne ploče: 676 mm

Debljina cevne ploče: 62 mm

Materijal pregrada: CS

Debljina: 5 mm

Tip: segmentna

Broj poprečnih pregrada: 38

Rastojanje između pregrada: 128 mm

Visina okna: 26%

Zaptivač:

Vijci:

Navrtka:

Dodatak usled korozije

Međucevni prostor: 1 mm

Cevni prostor: 1 mm

Masa razmenjivača - praznog: 3680 kg

Masa razmenjivača - punog: 5270 kg

Standard za mehaničke proračune: SRPS PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

17

PT

Inženjerska praksa SPECIFIKACIONI LIST ZA DOBOŠASTI RAZMENJIVAČ TOPLOTE OZNAKA APARATA ZM-1

Strana 2/2

SKICA APARATA

PRIKLJUČCI Oznaka

Kom.

DN

Tok

A

1

125

Ulaz toplijeg fuida

B

1

50

Izlaz toplijeg fuida

C

1

125

Ulaz hladnijeg fuida

D

1

125

Izlaz hladnijeg fuida NAPOMENE

18

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Namena

PT

Inženjerska praksa

Pregled ormula za određivanje gubitaka pri strujanju fuida, kroz cevi i tinge Aleksandar Tomović, Milica Lazović, Marko Malović

P

ri strujanju uida kroz cevovod dolazi do smanjenja strujne energije uida zbog savlađivanja otpora na koje nailazi tokom strujanja. Ovo smanjenje strujne energije se ogleda u disipaciji mehaničke energije na toplotu, usled viskoznih svojstava strujnog uida. Nauka koja proučava vezu između naponskog i deformacionog stanja kontinuuma naziva se reologija. Opšta reološka zavisnost u cevovodu prikazana je funkcijom (1) o h x = f ^c rx

rx

=

= k $ ^c o rxh

rx

D ptr =

o 128 $ n $ L $ m r $ D

Na slici 1 prikazana je jednačina (2), za sledeće slučajeve: • ako je n=1, uid je Njutnovski; • nenjutnovski uid sa n>1 je dilatantni, a ako je n<1 uid je pseudoplastičan. Bingamov uid je uid kome je potrebno zadati odgovarajući početi smičući napon τg da bi postao tečljiv.

4

= f $

L D

$t$

w

(5)

2

gde je f koecijent trenja f =

64 Re

(6)

a Re Rejnoldsov broj w$D$t

Re =

(7)

n

n

(2)

(4)

o n $ c

na osnovu koje se može doći do sledeće zavisnosti poznate kao Hagen-Poiseuille-ova jednačina

rx

koja se za Njutnovske i nenjutnovske uide može prika zati stepenom funkcijom xrx

x

Nenjutnovski uidi

Pri strujanju ovih uida važi relacija za napon .

x

rx

=

n $ ^c

h

n

rx

(8)

prema kojoj se dobija o = m

1

` m $ R j $ ` 3 $ nn+ 1 j $ R x w

r $

n

3n + 1

(9)

n

Jednačina (9) može se svesti u bezdimenzioni oblik korišćenjem f =

64 Re pl

(10) 2

Re pl =

2-n

m $ r

7 - 3n

$

D

o $t$m

4 - 3n

$

`

2-n

3$n+1

n

(11)

n

j

Bingamovi uidi

Pri strujanju ovih uida važi relacija za napon .

xrx = xg + n3 $ ^crxh

(12)

dok je zapreminski protok određen Buchingam-Reinerovom formulom

Slika 1. Reološki dijagram

mo =

r$

R3 $ x w

4 $ n3

;

1-

4 x g 1 + $ 3 x w 3

` x x j E

1 Određivanje pada pritiska usled trenja Odgovarajući bezdimenzioni U praksi određivanje ukupnog pada pritiska u sistemu se jednačinama (14), (15), (16)

g

4

(13)

w

parametri

dati

svodi na sabiranje gubitaka pritiska usled trenja i lokalnih ot-

pora na koje uid pri strujanju nailazi D p

=

Dptr + Dplok

(3)

1.1 Koecijent trenja pri laminarnom strujanju fuida Njutnovski uidi

Pri strujanju ovih uida važi relacija 20

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

f =

64 Re 3

Re3 =

He =

$

;1 + 16

D$w$t n3

D2 $ t $ x g 2

n3

$

H e H e4 1 - $ 3 Re 3 f $ (Re ) 7 3

3

E

(14) (15) (16)

su

PT

Inženjerska praksa 1.2 Koecijent trenja pri turbulentnom strujan ju fuida

a

f T =

Kako se turbulentna strujanja uglavnom ne mogu opisati

teorijski, to se za njihovo denisanje koriste eksperimentalno

a

10 0,193 Re3

(30) -5

= - 14, 7 $ ^1 + 0, 146e (- 2,9 10 $

He)

h

dobijeni podaci. Njutnovski uidi

Koecijent trenja pri turbulentnom strujanju Njutnovskih uida zavisi od Rejnoldsovog broja i relativne hrapavosti zida cevi ε/D. Ovaj koecijent može se očitati sa Moody-evog dijagrama za Fanning-ov koecijent trenja [5]. Turbulentni deo Moody-evog dijagrama se opisuje Colebrook-ovom jednačinom 2,51 1 f = - 2 $ log + 3, 7 D $ Re f f

;

E

(17)

Kada je Rejnoldsov broj dosta veliki, drugi sabirak u za gradi možemo zanemariti, pa tako dobijamo koecijent trenja pri razvijenom turbulentnom strujanju (18) 1 f = - 2 $ log 3, 7 $D f

8

B

(18)

Jednačina koja opisuje ceo Moody-ev dijagram jeste Churchill-ova jednačina [2], a ovde ćemo je prikazati kao jednačine (19), (20) i (21) f = A

8$

;`

8 Re

1

12

j

+

>

= 2,457 $ ln

^ A + Bh

1.5

f`

1

E

12

(19)

7 Re

0,9

j

pH

16

1 + 0,27 $

f D

` 37530 j Re

16

B

=

(20)

(21)

Prema [3] koecijent trenja izračunava se prema jednačinama (11), (22)-(27)

f L

=

-8

Napomena

Prethodno razmatrani Darcy-jev koecijent trenja ( f ) je četiri puta veći od Fanning-evog koecijenta trenja ( F ) koji se najčešće koristi u inženjerskim proračunima. f = F /4

-8

+ f Tr

@

(22)

1/8

64 Re pl

(23)

Određivanje pada pritiska usled trenja, uida koji protiče kroz cev unutrašnjeg prečnika D na deonici dužine L, vrši se prema jednačini D pt =

0,0682 $ n 1/(1,87 + 2,39 n) Re pl

(24)

$

-4

$

0,414 + 0,757 $ n

Re pl

$c

(- 5, 24 $ n)

(25)

a=

4 -D + 1 4

(26)

D=

Re pl - Re plc

(27)

Vrednost Rejnoldsovog broja na prelazu iz laminarnog u turbulentni režim strujanja se određuje prema jednačini Re = 2100 + 875 $ (1 - n ) (28) plc

Bingamovi uidi

Koecijent trenja pri strujanju Bingamovih uida se određuje prema izrazima (29)-(32) f = 4 $ (f + f ) (29) m L

m 1/m T

L p $ D

$

t$w

2

2

(34)

2 Određivanje pada pritiska usled lokalnih otpora - Metod 2K 2.1 Gubici energije pri strujanju fuida kroz cevovod Prilikom strujanja uida kroz tinge, zavisno od tipa tinga može doći i do promene pravca strujanja uida. Uti caj trenja se poistovećuje sa trenjem kroz pravu cev, dužine jednake dužini tinga, a dodatni pad pritiska se deniše na osnovu uticajnih faktora K. Ovaj dodatni pad pritiska zički predstavlja smanjenje dinamičkog pritiska strujanja uida. Prilikom strujanja uida kroz cevovod srednjom brzinom w, dinamički pritisak iznosi t$w pd = 2

(35)

pa će visina stuba te tečnosti, proporcionalna pritisku biti 2

H d =

fTr = 1, 79 $ 10

(33)

1.3 Određivanje pada pritiska usled trenja

-0,5

f T =

(32)

2

a

6 f T

40000 Re

2.2 Određivanje aktora K

Nenjutnovski uidi

f = ^1 - ah $ f L +

m = 1, 7 +

(31)

w 2g

(36)

Kada posmatramo koleno pad pritiska će biti posledica trenja, promene pravca strujanja uida i turbulencije (ako je strujanje turbulentno). Da bismo odredili ukupan pad pritiska, koji je posledica ove disipacije energije, potrebno je izračunati pad pritiska usled trenja na odgovarajućoj pravolinijskoj deonici i pad pritiska usled ostalih uticaja. Ovi uticaji se daju preko korekcionog faktora K. Visina stuba tečnosti koja je proporcionalna ovom padu pritiska data je izrazom D H = K $ H d

(37)

Odgovarajući pad pritiska usled lokalnog otpora dat je jednačinom D p = t $ g $ DH (38) lok

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

21

PT

Inženjerska praksa

Faktor K je bezdimenzioni parametar. On zavisi od Re jnoldsovog broja i geometrije tinga, a ne zavisi od koeci jenta trenja, niti geometrije sistema. Ovaj faktor za primenu u 2K metodu se određuje prema formuli K =

K 1

Re

c

+ K 3 $ 1 +

0,0254 D

m

(39)

Preporučeni koecijenti K 1 i K ∞ za neke tinge dati su u tabeli 1. Naredni slučajevi odstupaju od datih u tabeli 1 i za njih se faktor K određuje prema formuli (40) K =

K

1

Re

(40)

+ K 3

Vrednost K i faktora pri ulazu u cev: • kada je „normalan“ ulaz u cev imamo K 1=160 i K ∞=0,5; • kada je ulaz u cev tipa „Broda-Karnoov“ imamo K 1=160 i K ∞=1,0 Vrednost K 1 faktora pri izlazu iz cevi K 1=160 i K ∞=1,0. Vrednost K 1 faktora pri postojanju otvora sa priključcima: • K 1 je promenljivo;

•

^

K = 2, 91 $ 1 - b 2 3

h c b - 1m $

1

Slika 3. Proširenje cevovoda ^1 - b h

2 2

K =

4

Promena pritiska daje se formulom t2 $ w22 t1 $ w12 $ (K - 1) + D plok = 2

1

2

Tabela 1. Parametri za 2K metod K 1

K ∞

800

0,4

800

0,25

800

0,20

Segmentno, 1 segment, ugao 90°

1000

1,15

Segmentno, 2 segmenta, ugao 45°

800

0,35

Segmentno, 3 segmenta, ugao 30°

800

0,30

Segmentno, 4 segmenta, ugao 22,5°

800

0,27

Segmentno, 5 segmenata, ugao 18°

800

0,25

Standardno(R/D=1), svi tipovi

500

0,20

Dugi radijus(R/D=1,5), svi tipovi

500

0,15

Segmentno, 1 segment, ugao 45°

500

0,25

Segmentno, 2 segmenta, ugao 22,5°

500

0,15

Standardno(R/D=1), sa navojem

1000

0,60

1000

0,35

1000

0,30

Standardni, sa navojem

500

0,70

Dugi radijus, sa navojem

800

0,40

Standardni, sa prirubnicom ili zavaren

800

0,80

Direktno zavarena račva

1000

1,00

Sa navojem

200

0,10

Sa prirubnicom ili zavaren

1500

0,50

Direktno zavarena račva

100

0,00

Bez promene veličine preseka, β=1,0

300

0,10

Sa promenom veličine preseka, β=0,9

500

0,15

Sa promenom veličine preseka, β=0,8

1000

0,25

Ravni zaporni ventil

Standardni

1500

4,00

Ravni zaporni ventil

Ugaoni ili Y-tip

1000

2,00

Sa dijaragmom

Pregradni tip

1000

2,00

Kolena 90°

Slika 2. Suženje cevovoda Kolena 180°

Prema [8] faktor K se izračunava za suženje i proširenje prikazane na slikama 2 i 3 prema jednačinama (41), (42), (44), (45), a ukupni pad pritiska prema (43) i (46). Ako je θ≤45° tada je K =

b

Ako je 45°≤θ≤180° tada je 2 0, 5 $ ^1 - b h $ sin î /2 h K = b 4 Promena pritiska daje se formulom t2 $ w22 t1 $ w12 $ (K - 1) + D plok = 2

2

Ako je θ≤45° tada je i K =

c 2 m (1 $

(42) Ventili pregradni, kuglasti

(43)

(44)

b 4

decembar 2011.

Prolaz kroz glavni tok T-račve

b 2) 2

PROCESNA TEHNIKA

800

0,25

Podižući

2000

10,00

Sa klapnom

1500

1,5

Sa spuštajućim diskom

1000

0,5

Leptir Nepovratni

Ako je 45°≤θ≤180° tada je 22

T-račve korišćene kao koleno

(41)

4

2, 6 $ sin

Standardno(R/D=1), sa prirubnicom/ zavaren Standardno(R/D=1,5), svi tipovi

2

$

Standardno(R/D=1), sa navojem Standardno(R/D=1), sa prirubnicom/ zavaren Dugi radijus(R/D=1,5), svi tipovi

Kolena 45°

c i 2 m ^1 - b h

Opis

Tip tinga

4

(46)

2

gde parametar β predstavlja odnos manjeg i većeg prečnika. d b = (47) d

gde je β odnos otvora priključka i unutrašnjeg prečnika cevi.

0, 8 $ sin

(45)

b

Inženjerska praksa 2.3 Zavisnost K od Rejnoldsovog broja i dimenzija tinga Teorijski, faktor K treba da bude isti za sve tinge slične geometrije, međutim, za isti tip tinga, K je veće za tinge manjih dimenzija. Ova pojava je uslovljena većom osetljivošću na trenje i naglijim promenama pravca strujanja pri strujanju kroz cevovode manjih prečnika. U (39) je ova osetljivost pri kazana razlomkom 1 / D, kojim se uzima u obzir promena

unutrašnjeg prečnika tinga. Kada je Rejnoldsov broj dovoljno veliki faktor K ne zavisi od njegovog intenziteta, međutim smanjenjem Rejnoldsovog broja dolazi do porasta K faktora, i to kada je Rejnodsov broj manji od 100, tada je vrednost faktora K obrnuto proporciona lna vrednosti Rejnoldsovog broja.

Oznake a [/], parametar; A [/], parametar; B [/], parametar; D [m] , unutrašnji prečnik cevi; F [/], Fanning-ov koecijent trenja; f [/], Darcy-ev koecijent trenja; f L [/], koecijent trenja pri laminarnom strujanju; f T [/], koecijent trenja pri turbulentnom strujanju; f Tr [/], koecijent trenja u prelaznom režimu; g [m/s²], gravitaciono ubrzanje; L [m], dužina cevi; m, koecijent proporcionalnosti, koji predstavlja

dinamičku viskoznost uida u izrazima koji se odnose na nenjutnovske uide, dok je u izrazima za izračunavanje koe cijenta trenja pri strujanju Bingamovih uida bezdimenzioni parametar; n [/], eksponent u izrazu za napon nenjutnovskih uida; He [/], Hedstrom-ov broj; Re [/], Reynolds-ov broj; Re pl [/], Reynolds-ov broj nenjutnovskih uida; Re plc [/], Reynolds-ov broj nenjutnovskih uida na prelazu s laminarnog na turbulentno strujanje; Re∞ [/], Reynolds-ov broj Bingamovih uida; p [Pa], pritisak; o [m /s] , zapreminski protok; m 3

v , vektor položaja uidnog delića u odnosu na centar cevi; r R [m], poluprečnik cevi; w [m/s], srednja brzina strujanja uida kroz cev; α [/], bezdimenzioni parametar; c o [s ] , brzina deformacije; -1

rx

ε [/], hrapavost zida; µ [Pa∙s], koecijent dinamičke viskoznosti; µ∞ [Pa∙s], koecijent dinamičke viskoznosti Bingamovog

uida; ρ [kg/m³], gustina uida; τg[N/m²], granični napon nakon kojeg Bingamov uid počinje da teče, tj. napon tečenja; τrx[N/m²], smičući napon u pravcu ose h upravan na ravan v; u kojoj leži vektor položaja r

PT

τw[N/m²], smičući napon na zidu cevi; ΔP [Pa], promena generalisanog pritiska; Δp [Pa], pad pritiska uida u pokretu; Δpt [Pa], pad pritiska usled trenja; Δplok [Pa], pad pritiska usled lokalnih otpora; Hd [m], visina stuba tečnosti proporcionalna dinamičkom pritisku; ΔH [m], promena visine stuba tečnosti, proporcionalne promeni pritiska; K, K 1, K ∞ bezdimenzioni parametri;

Literatura [1] Darby R., Take the Mystery Out of Non-Newtonian Fluids, Chem. Eng., March 2001. [2] Churchil S. W., Friction Factor Equation Spans all Fluid-Flow Regimes , Chem. Eng., November 1997. [3] Darby R., Chang H. D., A Generalized Correlation for Friction Loss in Drag-reducing Polymer Solutions , AIChE J., 30, 1984. [4] Darby R., Chang H. D., A Friction Factor Equation for Bingham Plastics, Slurries and ѕuspensions for all Fluid Flow Regimes, Chem. Eng., December, 1981. [5] Darby R., Fluid Mechanics for Chemical Engineers, Vol.

2, Marcel Dekker, New York, 2001. [6] Anuar I., Bachok N., Power-law Fluid Flaw on a Moving Wall , European Journal of Scientic Research, vol. 34, no.1, pp.55-60, 2009 [7] Hooper W., The Two-K Method Predicts Heat Losses in Pipe Fittings, Chem. Eng., August, 1981. [8] Datta A., Process Engineering and Design Using Visual Basic, Taylor & Francis Group, New York, 2008.

Autori

Student prve godine Master akademskih studija na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beo gradu, Odsek Procesna tehnika i zaštita životne sredine. Telefon: 061-1508460 e-mail: [email protected] Aleksandar

Tomović,

Milica M. Lazović, student prve godine

Master akademskih studija na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu, Odsek Procesna tehnika i zaštita životne sredine. Telefon: 064-3570528 e-mail: [email protected] Marko M. Malović, “Messer Tehnogas

AD”, Beograd, Banjički put 62, Telefon: 061-1446720 e-mail: marko.malovic@ messer.rs

Diplomirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 2010. godine na Odseku za procesnu tehniku. Od decembra 2010. zaposlen je u preduzeću ”Messer Tehnogas AD” gde je angažovan na poslovima pro jektovanja procesnih postrojenja. Radio je na izradi više tehničkih dokumentacija i projekata. PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

23

PT

Inženjerska praksa

Analiza primene različitih vrsta osilnih goriva u kotlovskim ložištima Mirjana Stamenić, Novica Paunović

G

orive materije predstavljaju supstance koje sagorevan-

jem oslobađaju određenu količinu toplote [1]. Opšta podela fosilnih goriva data je u tabeli 1.

Tabela 1. Opšta podela goriva [1] Prema stepenu prerade

Prema agregatnom stanju

PRIRODNA GORIVA

PRERAĐENA GORIVA

Čvrsto

drvo, treset, ugljevi (lignit, mrki, kameni, antracit), gorivi škriljci, uljani pesak

drveni ugalj, briketi, polukoks, koks i dr.

Tečno

nata

Gasovito

prirodni zemni gas

benzin, petroleum, dizelmotorsko gorivo, mazut, alkoholi ter i dr. ranerijski, destilacioni, generatorski, biogas i dr.

Pored opšte podele, goriva se mogu razvrstati [1]: •

prema postojanosti na toplotu (toplo-postojana i toplonepostojana),

• • •

prema karakteru korišćenja (energetska i tehnološka), prema zapaljivosti (samozapaljiva i samonezapaljiva),

u oblasti gde se nalazi plamen, dok u slučaju sagorevanja gasovitog goriva (pre svega se misli na prirodni gas) nije takav slučaj. Plamen je transparentan i ne predaje toliku količinu toplote zračenjem kao što je to slučaj sa sagorev anjem tečnih goriva. Tako, na primer, pri sagorevanju gasa potrebna je veća površina za predaju količine toplote sa dimnih gasova na radni medijum u kotlu, odakle sledi da je ekasnost pri sagorevanju gasa niža od ekasnosti pri sagorevanju tečnog goriva. Kao posledica toga, javljaju se i više temperature dimnih gasova na izlazu iz kotla, što za posledicu ima veći „gubitak“ sa dimnim gasovima. Ono što je prednost prirodnog gasa u odnosu na tečna goriva, pogotovu na goriva koja se klasikuju kao srednje teška i teška lož ulja jeste mogućnost sniženja temperature dim nog gasa i ispod 100°C, te korišćenje latentne toplote pri kondenzaciji vodene pare iz dimnog gasa, što nije slučaj kod tečnog goriva, pogotovu goriva koje ima visok sadržaj sumpora. U tim slučajevima, u zavisnosti od toga koliki je maseni udeo sumpora u polaznom gorivu, deniše se minimalna temperatura dimnog gasa, što je uslov za sprečavanje pojave niskotemperaturske korozije u dimnim kanalima kotla/ložišta.

prema primeni.

Tečna goriva natnog porekla Odabir i način na koji se različite vrste goriva sagorevaju u gorionicima/ložištima predstavlja veoma kompleksnu problematiku. Većina postojećih jedinica ima ograničenu eksibilnost u pogledu sagorevanja alternativnih goriva. Odabir novih jedinica u kojima se odvija sagorevanje goriva vrši se na taj način da su investicioni troškovi minimal ni, pri čemu se mora voditi računa da se odabrana jedinica bez značajnih poteškoća može koristiti i za sagorevanje druge vrste goriva (uz blizak ili jednak stepen iskorišćenja goriva).

Uopšteno posmatrano, tečna goriva klasikovana prema srpskom standardu SRPS ISO 8216-0, klasa F mogu biti [2]:

Prirodni gas Prirodni gas je tradicionalno najatraktivnije gorivo za sagorevanje zbog relativno lakog rukovanja opremom i gasnim instalacijama i jednostavnog izbora opreme za sprečavanje zagađenja. Nepovoljnost se ogleda u stalnom rastu cena gasa, nepostojanja adekvatnih zaliha ovog goriva, kao i zbog manje ekasnosti uređaja koji sagorevaju gas u odnosu na uređaje koji sagorevaju druge tipove goriva (posebno tečna goriva). Veća ekasnost pri sagorevanju tečnog goriva postiže se zbog energije zračenja plamena. Kada se sagorevaju tečna goriva, plamen ima žuto crvenu boju, i on zrači zbog prisustva čvrstih čestica čađi

24

decembar 2011.

Saglasno Pravilniku o tehničkim i drugim zahtevima za tečna goriva naftnog porekla (Službeni glasnik RS 36/09) propisuju se tehnički i drugi zahtevi koje moraju ispunjavati tečna goriva naftnog porekla koja se koriste kao goriva za motore sa unutrašnjim sagorevanjem i kao energetska goriva koja se stavljaju u promet na tržište Republike Srbije, kao i način ocenjivanja i usaglašenosti tečnih goriva. U okviru ovog članka, poseban akcenat će biti stavljen na klasikaciju i karakteristike ulja za loženje.

PROCESNA TEHNIKA

bezolovni motorni benzini:

• EVRO BMB 98, • EVRO Premium BMB 95, • BMB 98, Premium BMB 95; (izrazi i standardi koji se odnose na bezolovne benzine utvrđeni su standardom SRPS EN 228); avionski benzini:

• • •

avionski benzin AB 80/87, avionski benzin AB 100/130 i avionski benzin AB 100 LL;

PT

Inženjerska praksa

goriva za mlazne motore:

• •

gorivo za mlazne motore tip GM-1 i gorivo za mlazne motore tip JET A-1; goriva za dizel motore:

• EVRO dizel, • dizel D2, • dizel D2S, • dizel D1E; (izrazi i pojmovi koji se odnose na dizel gorivo utvrđeni su standardom SRPS EN 590); ulja za loženje:

• • • • • •

ulje za loženje – ekstra lako EVRO EL, ulje za loženje – ekstra lako EL, ulje za loženje srednje EVRO S, ulje za loženje srednje S, ulje za loženje nisko supmorno gorivo – specijalno NSG i ulje za loženje teško T.

Ulja za loženje ekstra laka (EVRO EL i EL) su desti-

latna goriva, koja moraju biti obojena postojanom bojom i moraju da sadrže indikator, a namenjena su za gorionike sa isparavanjem, kao i za sve gorionike koji rade sa uljem pod pritiskom, bez mogućnosti predgrevanja goriva. Ulja za loženje srednja (EVRO S i S) su ostatna goriva koja se koriste kao goriva u industriji, poljoprivredi i za energetske jedinice, i to za one sisteme gde proizvođač gorionika zahteva ovo gorivo. Za transport, skladištenje i primenu ovih goriva potrebno je predgrevanje. Ulje za loženje nisko sumporno gorivo – specijalno NSG je mešano ostatno i destilatno gorivo, koje se mora predgrevati prilikom transporta, skladištenja i upotrebe, a namen jeno je za potrebe u metalurgiji i za sve industrijske pogone gde se zahteva nizak sadržaj sumpora. Ulje za loženje teško T je ostatno gorivo koje se koristi kao gorivo za industrijske peći i velike energetske jedinice. Za transport, skladištenje i primenu ovog goriva potrebno je predgrevanje. Ulja za loženje: ekstra lako EVRO EL, srednje EVRO S i nisko sumporno gorivo-specijalno NSG prema Pravilniku moraju da zadovolje kriterijume prikazane u tabeli 2.

Tabela 2. Kriterijumi koje moraju zadovoljiti ulja za loženje EVRO EL, EVRO S i ulje NSG [2] Jedinica

EVRO EL

EVRO S

NSG-S

Metode

Gustina na 15°C, najviše

kg/m³

870,0

upisuje se

upisuje se

SRPS EN ISO 3675

Sadržaj sumpora, najviše

%mas

0,10

1,00

1,00

SRPS EN ISO 8754

Tačka paljenja, najmanje

°C

55

80

90

SRPS ISO 2719

10-35

10-35 upisuje se

Karakteristika

20°C

Viskoznost, najviše

100°C

Čvrsto

2,5-6

SRPS ISO 3104/ASTM D 445

mm²/s

upisuje se

upisuje se

Tačka tečenja, najviše

°C

-9/0**

45

Destilacija 90% (V/V), najviše

°C

370

SRPS EN ISO 3405

oranž

Vizuelno SRPS B.H8.065

Viskoznost na drugoj temperaturi *

Boja

SRPS ISO 3104/ASTM D 445 SRPS ISO 3016

Indikator (Solvent Yellow 124), najmanje

mg/l

15

Voda i talog, najviše

%vol

0,15

1,00

1,00

SRPS B.H8.150

Pepeo, najviše

%mas

0,02

0,20

0,15

SRPS EN ISO 6245

Ugljenični ostatak, najviše

%mas

0,30***

10,00

8,00

Donja toplotna vrednost, najmanje

MJ/kg

42,00

40,00

40,50

SRPS B.H8.051/ SRPS ISO 10370 ASTM D/4868/ računski prema ormuli iz Napomene 1

*Navodi se u Izveštaju o ispitivanju. **Zimski kvalitet (1. septembar – 31. mart) / letnji period (1. april – 31. avgust). ***Odnosi se na 10% ostatka destilacije.

Napomena 1: H U

= 52,92 -

11,93 # D15 - 0, 29 # ~ (S ) 1000

Gde je: D15 - gustina na 15°C u kg/m³, ω (S)- sadržaj sumpora u % (m/m), HU- donja toplotna vrednost u MJ/kg. PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

25

PT

Inženjerska praksa Ulja za loženje navedena u tabeli 2 ne smeju da sadrže više od 0,5 mg/kg polihlorovanih bifenila. Ulja za loženje: ekstra lako EL, srednje S i teško T prema Pravilniku moraju da zadovolje kriterijume prikazane u tabeli 3.

tekne kroz otvor standardne veličine pri denisanoj temperaturi. U Sjedinjenim američkim državama obično je određen Sajboltovim viskozimetrom, koji postoji u Universal i Furol varijantama. Razlika između njih je veličina otvora i nivo temperature uzorka. Stoga, kada se navodi viskoznost lož ulja,

Tabela 3. Kriterijumi koje moraju zadovoljiti ulja za loženje EL, S i T [2] Jedinica

EVRO EL

EVRO S

NSG-S

Metode

Gustina na 15°C, najviše

kg/m³

870,0

upisuje se

upisuje se

SRPS EN ISO 3675

Sadržaj sumpora, najviše

%mas

1,00

3,00

4,00

SRPS EN ISO 8754

Tačka paljenja, najmanje

°C

55

80

100

SRPS ISO 2719

10-35

35-63 upisuje se

Karakteristika

20°C

Viskoznost, najviše

Čvrsto

100°C

2,5-6

SRPS ISO 3104/ASTM D 445

mm²/s

upisuje se

upisuje se

Tačka tečenja, najviše

°C

-9/0**

45

Destilacija 90% (V/V), najviše

°C

370

SRPS EN ISO 3405

crvena

Vizuelno SRPS B.H8.065

Viskoznost na drugoj temperaturi *

Boja

SRPS ISO 3104/ASTM D 445 SRPS ISO 3016

Indikator, najmanje

mg/l

15

Voda i talog, najviše

%vol

0,15

1,00

1,50

SRPS B.H8.150

Pepeo, najviše

%mas

0,02

0,20

0,20

SRPS ISO EN 6245

Ugljenični ostatak, najviše

%mas

0,30***

12,00

15,00

Donja toplotna vrednost, najmanje

MJ/kg

42,00

40,00

39,00

SRPS B.H8.051/SRPS ISO 10370 ASTM D 4868/ računski prema ormuli iz Napomene1

*Navodi se u Izveštaju o ispitivanju. **Zimski kvalitet (1. septembar – 31. mart) / letnji period (1. april – 31. avgust). ***Odnosi se na 10% ostatka destilacije.

Napomena 1: H U

= 52,92 -

11,93 # D15 - 0, 29 # ~ (S ) 1000

Gde je: D15 - gustina na 15°C u kg/m³, ω (S)- sadržaj sumpora u % (m/m), HU- donja toplotna vrednost u MJ/kg.

Ulja za loženje iz tabele prema važećem Pravilniku na domaće tržište mogu se staviti samo iz domaće proizvodnje i to do 31. decembra 2012. godine. Glavna prednost primene lakog ulja u odnosu na sredn-

je teško i teško ulje za loženje je lakše rukovanje budući da nema potrebe za zagrevanjem goriva radi transporta i kontro lom temperature radi podešavanja vrednosti viskoznosti tako da se ulje može dovoljno dobro raspršiti u struji vazduha za sagorevanje. Međutim, na tržištu naftnih derivata velika je ra zlika u ceni između lakih i teških ulja. Osnovna svojstva lož ulja koja determinišu način njihove primene su sledeća: 1.

26

Viskoznost označava potrebno vreme izraženo u sekundama za koje zapremina od 60 cm3 ulja pro-

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

moraju se navesti tip instrumenta i temperatura. Universal ima najmanje otvore i koristi se za lakša ulja. 2. Tačka paljenja predstavlja temperaturu pri kojoj se pare ulja pale pomoću eksternog toplotnog izvora (spoljašnji plamen); kako se zagrevanje nastavlja iznad ove tačke, dolazi do kontinualnog stvaranja para ulja, čime se obezbeđuje kontinualan proces sagorevanja. Tačka paljenja takođe ukazuje na maksimalnu temperaturu pri kojoj je moguće bezbedno rukovanje instalacijom. Destilovana ulja imaju tačke paljenja od 55 – 80 °C; najniže tačke paljenja težih ulja su od 90 °C. 3. Tačka stinjavanja ili tačka tečenja je najniža tem peratura pri kojoj ulje teče pri standardnim us-

Inženjerska praksa lovima, i približno je 2 do 3 °C iznad temperature očvršćavanja. Poznavanje tačke tečenja je neophodno radi denisanja kapaciteta grejača za zagrevanje rezervoara za skladištenje ovog goriva, temperature koje se moraju održavati u instalaciji, kao i potre ba za korišćenjem različitih vrsta aditiva kojima se utiče na snižavanje tačke tečenja. U zavisnosti od godišnjeg doba, tačka tečenja je za ekstra laka lož ulja -9°C, dok je ova vrednost u letnjem periodu 0 °C. Za srednje teška lož ulja ova vrednost iznosi 45 °C.

Ugalj Izbor uglja kao goriva podrazumeva veće kapitalne investicije, zbog potrebe za opremom za manipulaciju, pripremu uglja (drobljenje, transport, mlevenje i td.) i skladištenje, ru-

kovanje i čuvanje pepela, opremu za prečišćavanje dimnog gasa i održavanje opreme. Operativne uštede sa trenutnim ce nama uglja u odnosu na tečna ili gasovita goriva su značajne. Jedina mana pri korišćenju uglja su značajno veće investicije koje su potrebne za opremu za manipulisanje ugljem. Kod kotlovskih postrojenja koja sagorevaju ugalj, stepen

ekasnosti je niži zbog postojanja dodatnih gubitaka (usled mehaničke i hemijske nepotpunosti sagorevanja, propadan ja goriva kroz rešetku, letećeg pepela i nesagorelih čestica u pepelu, visoke temperature dimnih gasova, zračenja kroz ozid kotla – kada se ugalj koristi kao gorivo predaja toplote zračenjem je izraženo). Parna kotlovska postrojenja koja sagorevaju ugalj „trpe“ značajnije gubitke zbog nemogućnosti da se sagori svo dostupno gorivo. Nesagorelo gorivo je preostali ugljenik u

letećem pepelu kao što je to primer kod ložišta kod kojih se ugalj sagoreva u sprašenom stanju.

Gubici usled nesagorelog ugljenika kod kotlovskih ložišta kod kojih se sagoreva ugalj u sprašenom stanju najčešće su posledica sledećih pojava: 1. odstupanje sirovinskog sastava ulaznog goriva u odnosu na projektovane parametre; 2. pogoršanje u radu gorionika usled oštećenja pojedinih delova gorionika; 3. povećana učestanost duvanja čađi radi čišćenja površina za prenos količine toplote; 4. povećana čađavost dimnog gasa; 5. neujednačenost plamena koja se karakteriše jarko obojenim plamenom sa jedne strane, odnosno izrazito tamnim delom na drugoj strani; 6. postojanje ugljen-monoksida u dimnom gasu (utvrđeno merenjima pomoću gasnog analizatora); 7. česta pojava crnog dima u zoni sagorevanja; 8. loše održavanje unutrašnjih kritičnih delova mlinova i uređaja za klasikaciju; 9. učestalo taloženje sprašenog uglja na zidovima cevi kojima se dovodi sprašeni ugalj do gorionika; 10. česta podešavanja odnosa ugalj/vazduh u primarnim i sekundarnim vazdušnim registrima.

PT

Da bi se smanjili gubici usled nesagorelog ugljenika i/ ili gubici usled neadekvatnih uslova sagorevanja koji se pre

svega odlikuju visokom vrednošću viška vazduha sprovode se sledeće mere: 1. poboljšanje rada mlinova radi održavanja nivoa i kvaliteta mlevenja uglja; 2. uvođenje sistema za upravljanje radom gorionika kako bi se obezbedio stabilan i optimalan rad ovih uređaja; 3. uvođenje novih savremenih sistema za dopremanje uglja (hranilice) kako bi se obezbedio stabilan rad i dobar odziv prilikom značajnijih promena u opterećenju kotlovskih jedinica; 4. kalibracija uređaja za merenje protoka vazduha, kao i ostalih mernih instrumenata koji bi trebalo da obez bede optimalan odnos gorivo/vazduh i brzine na izlazu iz gorionika; 5. uvođenje dodatnih kola ili prolisanih lopatica na dovodu sekundarnog vazduha kako bi se osigurala ravnomerna raspodela i adekvatno mešanje goriva i

vazduha na svakom od goronika; 6. redovno održavanje i zamena oštećenih ili istrošenih delova gorionika; 7. uvođenje novih jedinica za prosejavanje usitnjenog uglja kako bi se do gorionika doveo ugalj zahtevane granulacije; 8. rekonstrukcija sistema za dovođenje mešavine ugalj/ primarni vazduh do gorionika kako bi se sprečila nepoželjna pojava taloženja uglja na zidovima ovih vodova što dovodi do pojave začepljenja vodova; 9. povišenje temperature mešavine vazduh/ugalj na izlazu iz mlinova kako bi se postiglo dobro paljenje bez nepoželjne pojave koksiranja; 10. čišćenje naslaga na pojedinim delovima gorionika. Nomogram prikazan na slici 1 može se upotrebiti za procenu kako smanjenje nesagorelog ugljenika utiče na ekasnost i uštede kod kotlovskih postrojenja koja u svojim

ložištima sagorevaju sprašeni ugalj. U ložištu parnog kotla može da sagoreva 65,77 t/h sprašenog uglja, što odgovara maksimalnom opterećenju kotla. Prosečno opterećenje kotla iznosi 56,7 t/h. Merenjima je utvrđeno da maseni udeo gorivih komponenti u pepelu iznosi 40%. Ukupno 5% gorivih komponenti iz pepela se može iskoristiti. Postrojenje radi 8500 h/god. Maksimalni ka pacitet kotla je 43,93 MW, dok u radnim uslovima kotao radi pri opterećanju od 37,78 MW. Prosečna cena goriva iznosi $1,42 po GJ. Primer:

Na dijagramu A u okviru nomograma prikaza nog na slici 1, maseni udeo izražen u % koji je dobijen na osnovu merenja prikazan je na horizontalnoj osi. Krive na ovom dijagramu prikazuju moguće poboljšanje u odnosu na procenat nesagorelog ugljenika u pepelu. Povlačenjem horizontalne linije do prave na dijagramu B koja predstavlja Analiza:

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

27

PT

Inženjerska praksa nominalni kapacitet kotlovskog postrojenja dobija se tačka koja predstavlja početak vertikalne linije koja se povlači ka dijagramu C do preseka sa linijom koja predstavlja jediničnu cenu goriva.

Slika 1.

Nomogram za denisanje ušteda na godišnjem nivou smanjenjem gubitaka usled nesagorelog ugljenika u pepelu [3]

Da bi se izračunale godišnje uštede u gorivu, potreban je korekcioni faktor (CF) koji uzima u obzir stvarni kapacitet kotla i vreme njegovog rada: Stvarna ušteda izražena u novcu iznosi: S=S dij×CF

gde je: CF – korekcioni faktor: CF =

proseèan toplotni izlaz stvarno vreme rada $ 8760 projektovana toplotna snaga

Sdij – vrednost ostvarenih ušteda očitanih sa dijagama, S – ostvarive realne uštede na osnovu realnog angažovanja postrojenja

Tako se ušteda za ovaj primer može sračunati: S=210,000$/god×37,78/43,93×8500/8760=175,240$/god Napomena: Ukoliko se toplotna snaga kotlovske jedinice ili srednja cena goriva ne nalaze u granicama dijagrama, upotrebiti polovinu pojedinačnih vrednosti i duplirati uštede dobijene sa dijagrama C.

Literatura: [1] Radovanović, M.: Goriva, Mašinski fakultet, Beograd, 1994. [2] Pravilnik o tehničkim i drugim zahtevima za tečna goriva naftnog porekla, Službeni glasnik RS, broj 36/09 [3] D’Aquino, R.,L.: Fuel seleciton considerations, Chemical Engineering, No. 7, 2007.

28

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Autori Mirjana Stamenić, Mašinski fakultet

Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16 tel: 011-3302 212 e-mail: [email protected]. Zaposlena kao asistent na Katedri za pro cesnu tehniku na Mašinskom fakultetu u Beogradu od 2010. Diplomirala je 1999. i magistrirala 2005. na Odseku za pro cesnu Mašinskog fakulteta u Beogradu. Održava auditorne vežbe iz više predmeta na OAS i DAS studi jskim programima. Stručni ispit je položila 2005., a licencu od govornog projektanta je stekla 2006. Autor je većeg broja naučnih radova objavljenih u domaćim i međunarodnim časopisima. Učestvovala je u izradi većeg broja tehničkih dokumentacija, projekata koje je nansiralo nadležno ministarstvo, kao i više međunarodnih projekata koji su nansirani od strane Evropske Komisije i Agencije za međunarodnu saradnju Japana (JICA). Novica Paunović, Mašinski fakultet Uni -

verziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16 Rođen 30.10.1987. godine u Aranđelovcu. Osnovnu i srednju elektrotehničku školu (smer elektrotehničar računara) završio u Aranđelovcu sa odličnim uspehom. I u os novnoj i u srednjoj školi proglašen za đaka generacije. Studije na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu upisao 2006. godine. Dobitnik stipendije Ministarstva omladine i sporta za hiljadu najboljih studenata, sti pendije ministarstva prosvete i opštine Aranđelovac. Trenutno u fazi izrade diplomskog rada.

PT

Inženjerska praksa

Strana 1/2

SPECIFIKACIONI LIST PLOČASTI RAZMENjIVAČ TOPLOTE Kompanija:

Lokacija:

Identikacioni broj:

Naša / vaša oznaka: Datum

Ime i prezime

Potpis

Izradio Kontrola Odobrio Tip

Veličina

Broj aparata u rednoj vezi

Broj aparata u paralelnoj vezi

Ukupna toplotna snaga, W

Ukupna površina, m2 PROCESNI PODACI ZA JEDAN RAZMENjIVAČ TOPLOTE Topliji fuid Ulaz

Naziv fuida Ukupni protok, kg/h Tečnost, kg/h Para, kg/h Nekondenzujući gasovi, kg/h Temperatura, °C Tačka rose / ključanja, °C Pritisak, barA Molarna masa, tečnost, kg/kmol Molarna masa, para, kg/kmol Molarna masa, nekondenzujući gasovi, kg/kmol Gustina – tečnost / gas, kg/m 3 Viskoznost–tečnost/gas,Pa•s Spec.toplotnikapacitet–tečnost/gas,J/(kg•K) Toplotnaprovodnost–tečnost/gas,W/(m•K)

Latentna toplota, kJ/kg Broj prolaza Brzina, m/s Pad pritiska – dozvoljeni / izračunati, bar Zaprljanje, m2•K/W Koecijent prelaza toplote, W/(m2•K) Toplotna snaga, W Srednja temperaturska razlika, °C Koecijentprolazatoplote,W/(m2•K)

Radni Zaprljan Nezaprljan

30

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Hladniji fuid Izlaz

Ulaz

Izlaz

Inženjerska praksa

PT

Strana 2/2

SPECIFIKACIONI LIST PLOČASTI RAZMENjIVAČ TOPLOTE KONSTRUKCIONI PODACI ZA JEDAN RAZMENjIVAČ TOPLOTE Topliji fuid

Hladniji fuid

Proračunski pritisak, bar Ispitni pritisak, bar Proračunska temperatura, °C Dodatak na koroziju, mm Priključci - ulazni / izlazni, DN Masa praznog aparata, kg

Ispitni fuid

Masa aparata u radnom stanju, kg

Masa aparata pri ispitivanju, kg

Dimenzije rama

KONSTRUKCIONI MATERIJALI Ploče

Ram

Zaptivači

Anker vijci NAPOMENE

Pripremio Vladimir Marković , dipl. maš. inž.

Diplomirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 2011. godine na Odseku za procesnu tehniku. Tema diplomskog rada bila je Gračko predstavljanje tehnoloških procesa.

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

31

PT

Inženjerska praksa

Ugradnja i mehaničke karakterisitke talasastih kompenzatora prema EN 14917 Jelena Nikolić, Aleksandra Đerić,

T

alasasti kompenzatori su najosetljiviji deo opreme koja se postavlja na cevovode i posude pod pritiskom. Po-

godni su za kompenzaciju pomeranja koja se javljaju u cevovodima usled temperaturskih dilatacija i naprezanja u

Pri temperaturskim dilatacijama sile i naprezanja u cevo vodima moraju ostati u dozvoljenim granicama a to se postiže ugradnjom kompenzatora.

cevovodima. Pomeranja koja se mogu javiti u cevovodima su

pretežno aksijalna, ugaona i bočna (slike 1, 2 i 3).

Kompenzator je obično napravljen od lima tanjeg od cevovoda na koji se postavlja, a mora da podnese iste promene

Slika 1.

Slika 2.

temperature i pritiska. Izbor materijala kompenzatora zavisi od radnog medijuma, temperatura i naprezanja. Pravilan iz bor materijala je važan zbog sigurnog i pouzdanog funkcionisanja kompenzatora. Najčešće korišćeni materijal za izradu kompenzatora je čelik Č4572 (X6CrNiTi18-10 prema SRPS EN 10027-1:2003) koji odgovara u gotovo svakoj situaciji. U retkim slučajevima se upotrebljava druga vrsta materijala. Svaki kompenzator mora da ima oznaku koja sadrži: tip kompenzatora, nazivni prečnik, ukupno pomeranje, priključke i dodatke. Aksijalno pomeranje [1]

Bočno pomeranje [1]

Podela kompenzatora: 1. Aksijalni kompenzatori; 2. Aksijalni samovodeći kompenzatori; 3. Aksijalni kompenzatori sa spoljašnjim pritiskom; 4. Dvostruki nespregnuti kompenzatori; 5. Dvostruki spregnuti kompenzatori; 6. Jednozglobni kompenzatori; 7. Dvozglobni kompenzatori; 8. Kardanski kompenzatori; 9. Kompenzatori sa izjednačenim pritiscima; 10. Kompenzatori za posebnu namenu. Aksijalni kompenzatori Aksijalni kompenzatori se primenjuju za radne tem perature -30 °C do +300 °C, a ako su priključci izrađeni od nerđajućih čelika namenjeni za rad na povišenim temper aturama onda je moguća njihova primena i za temperature

Slika 3. 32

Ugaono pomeranje [1]

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Slika 4.

Primer aksijalnog kompenzatora sa prirubnicom [3]

Inženjerska praksa

do +400 °C. Kompenzatori izrađeni potpuno od nerđajućih čelika mogu se koristiti i za temperature do +600 °C. Sastoje se od jednog ili više mehova, ako je to potrebno, postavljenih jedni iza drugih i dva priključka, prirubnice (slika 4) ili komada za zavarivanje (slika 5).

PT

Proračun čvrstoće i mehaničkih karakteristika kompenzatora prema standardu EN 14917 Prilikom projektovanja i izbora kompenzatora treba ispu niti sledeće zahteve: - odrediti nazivni pritisak, - izabrati materijal u skladu sa radnim medijumom, - izračunati opterećenja koje deluju na cevovod, - odrediti položaj oslonaca i vođica.

Slika 5.

Primer aksijalnog kompenzatora sa komadom za zavarivanje [3]

Za proračun je uzet primer nespregnutog aksijalnog kom penzatora, bez ojačanja, sa dva meha i po 6 nabora (slika 7). Predpostavljeno je pomeranje meha u pravcu x – ose, ± 5 mm. Kompenzator je napravljen od čelika Č4572 nazivnog prečnika DN80 (Ø86 x 0,5 mm).

Postoje dva načina za formiranje talasaste cevi pri likom proizvodnje kompenzatora, mehaničko oblikovanje i hidrauličko formiranje. U oba slučaja princip je isti. lim, od odgovarajućeg materijala, se seče, savija u cev određene veličine i zavaruje uzdužno. Kvalitet uzdužnog zavara izve denog pre formiranja talasastog dela je od najveće važnosti za trajnost kompenzatora. Sledeći korak je izrada talasastog dela. Komponente talasastog dela su date na slici 6.

Slika 7.

Nespregnuti kompenzator sa dva meha [3]

Polazni podaci: - radni medijum - vodena para - t max = 300 ˚C – maksimalna temperatura, - tmin = -5 ˚C – minimalna temperatura, - tins = 20 ˚C – temperature pri montaži, - PS = 6 bar – maksimalni dozvoljeni radni pritisak,

- prema standardu EN 14917: PT = 1,43 ∙ PS =8,58 bar – ispitni pritisak, P = PT = 8,58 bar – proračunski pritisak.

Slika 6.

Komponente talasaste cevi [3]: 1-srednji prečnik talasaste cevi, 2-talas (nabor), 3-vrh nabora, 4-koren nabora, 5-visina nabora, 6-razmak između nabora, 7-manžetna.

Aksijalni kompenzatori su konstruisani da prihvate pomeranja, skupljanja ili istezanja duž uzdužne ose kom penzatora. Odgovarajuća pomeranja se označavaju kao + (izduženje) i – (sabijanje) vrednosti od slobodne dužine koja je teorijska dužina pre pomeranja. Da bi se iskoristila raspoloživa promena dužine kompenzatora kada se zna da će se promena vršiti samo u jednom pravcu (smeru), preporučuje se da se kompenzator montira u pred-istegnutom ili pred-sabijenom stanju, zavisno od pomeranja cevovoda što direktno utiče na izbor kompenzatora u smislu smanjenja njegovih dimenzija.

Usvojene vrednosti podataka potrebnih za proračun: - w = 10 mm – visina nabora, - n p = 1 (zadoboljen uslov: n p ≤ 5) – br. slojeva, - n B = 2 – broj mehova, - r i = 2 mm – poluprečnik nabora, - e = 0,5 mm – debljina zida meha, - Di = 85 mm – unutrašnji prečnik cevi, - l B = 50 mm – dužina naboranog dela jednog meha, - Lt = 8 mm – dužina dela za spajanje, - N = 5 – broj žljebova u jednom mehu, - q = 9 mm (slika 8). Opšti faktori i osnovni kriterijumi proračuna

- Površina poprečnog preseka metalnog dela jednog nabora kompenzatora: Ac = 2 $ e

)

$

6w + r ^r - 2h@ = 11, 814 mm2, m $

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

33

PT

Inženjerska praksa - Dozvoljeni naponi:

c R1, 5 m = c 171 m = 114 N/mm -radni uslovi 1, 5 R m = c 1,24005 m = 228,57 N/mm - ispitni uslovi f = c 1, 05 p1,0t

f =

2

p1,0T

2

T

gde su: R p1,0t = 171 N/mm2 - napon tečenja na radnoj temperaturi R p1,0T = 240 N/mm2 - napon tečenja na ispitnoj tempera turi

Slika 8.

Poprečni presek aksijalnog kompenzatora

gde su: e*=n p∙e* p=0,47 mm - korigovana debljina zida meha, e* p [mm] - ekvivalentna debljina zida jednog sloja meha, e p* = e p $

=^1 - hh c1 + ^1 - Dhh w m $

$

i

-

1 2

h$w +h$ 1+ Di

`

j

-

2 3

G

Opterećenja usled deformacija

- Maksimalno stvarno opterećenje izazvano deformacijom: sd

*

= max "0,145;0,741 , = 0,741,

= 0, 47 mm,

e p [mm] – debljina zida jednog nabora, e p = e,

h=0 - uticajni koef. - Tab.6.2.2.5-1 (I slučaj) standard EN

14917, r m = r i + e/2 = 2 + 0,5/2 = 2,25 mm – srednji poluprečnik

gde su: s¸,o s¸,i sb, o

nabora. sb, i

- Efektivna površina meha: Ae

r 2 = 2 = $D 7854 mm ,

2 $ r m w

3

= 0,45,

^

h

e p,o

c m = 0, 097 , 1 m = 1, 112 . = 2 ln c1 + 1

= 2 ln 1 +

r i,c

e p,i r i,r

$w $

2 $ rm

&

28, 33 $ w $ 4, 5 ;

kako je w = 10 mm uslov je ispunjen, -15˚ ≤ βo ≤ +15˚ =>

2 $ r m = 0,6, * 1, 1 $ Dm $ e p

b

o

gde je: C 1 i C 2 - koecijenti potrebni za izračunavanje koecijenata C p, C f i C d prema standardu EN 14917 i slikama 6.1.1.2.21, 6.1.1.2.2-2 i 6.1.1.2.2-3, odakle sledi da su: C p = 0,65, C f = 1,5 i C d = 1,65.

- Sila pritiska: F p = P ∙ Ae = 6738,7 N.

= arcsin

'

q

2 $ r m

`

-2+ 1-

=

2 $ r $

P K B $ lB

^

2$ 1-

2 o B

h

$

E B $

- faktori nestabilnosti pri savijanju:

n p e p* $ Dm $ N w

K ¸,l =

3

c m

$

1 = 461, 17 N/mm , C f

čelik

decembar 2011.

- efektivna čvrstoća na radnoj

temperaturi

E B = 1,93 ∙ 105 MPa - modul elastičnosti za Č4572 ν B = 0,3 - Poisonov koef. materijala meha za nerđajući

34

m

Određivanje dodatnih dodatnih faktora i koecijenata

K m,b =

r

2

9 mm uslov je ispunjen.

R e* = 2 $ R p1,0 = 342 N/ mm2

gde su: K B =

=0 j + `1 - 2w$ r j1 $ 180 r

K d = 2 za sd > 0,2 - faktor koji ne zavisi od temperature,

= 0, 015 mm-1,

K B - krutost

w

2 $ r m

uslov je ispunjen, q > max {2 ∙ (r ic + e);2 ∙ (r ir + e)} => q > 5 mm; kako je q =

- Proračunski faktor: l

h

r i ≥ 2∙ep => ri ≥ 1 mm ; kako je ri = 2 mm uslov je ispunjen, Di

- Koecijenti:

C 2 =

h^

Uslovi koji moraju biti ispunjeni pri proračunu čvrstoće kompenzatora

Dm = Di + e + w = 100 mm - srednji prečnik prevoja meha.

=

^

= ln 6 Di + 2 $ w / Di + 2 $ h $ w @ = 0, 111 , = ln 6 Di / Di + 2 $ h $ w @ = 0 ,

m

4

gde je:

C 1

4

2 2 + 0, 31 $ s¸,o $ sb,o + 0, 41 $ s b,o 1, 04 $ s¸,o ; = max = 1 2 $ s¸,i $s 3 b,i

1 2 $ n p

` ew j $ C = 147,12 , 2

$

p

*

p

q $ Dm = 38,09, 2 $ Ac

- ostali uticajni koecijenti: k = min

;c 1, 5 L D e m; 1E = 0, 82 ,

K m,b

t

$

i

$

d = 3 $ K = 1, 29 , ¸,l PROCESNA TEHNIKA

p

Inženjerska praksa

2 a = 1+2$d +

uslov: P ≤ P si , kako je P = 0,858 MPa uslov je ispunjen.

2 4 1 - 2 $ d + 4 $ d = 7, 286 .

Granične vrednosti napona u zavisnosti od pritiska

- Kružni membranski napon na delu za spajanje: v ¸, (P ) = t

^ D + eh2 $ L $ E $ k + eh $ L $ E + e $ D i

2 6 ^

$ e $ Di

t

t

B

B

c

c

$ Lc $ Ec $ k

@

$P

= 22, 54 N/mm2

gde su: E c = E B – ako predpostavimo da su meh i zavareni deo ( Lt ) od istog materijala, Č4572, Lc = Lt = 8 mm – usvojena vrednost, ec = 1 mm – usvojena vrednost debljine prstena za ojačavanje, Dc = Di +2 ∙ e + ec = 87 mm – srednji prečnik dela sa pr stenom za ojačavanje. Uslov: σ θ,t ( P ) ≤ f , kako je f = 114 N/mm² i σ θ,t ( P )=22,54 N/mm² uslov je ispunjen. - Napon po obodu dela ojačanog prstenom (slika 8. desni deo): 2

D c $ Lt $ Ec $ k

v i ,C (P ) =

2 $ 6 e $ ^ Di + e h $ Lt $ E B + ec $ D c $ L c $ E c $ k @

$ P =

= 23, 34 N /mm2,

- Dozvoljeni ispitni pritisak da ne dođe do nestabilnosti u ravni: P si,T = 1,35 ∙ P si = 2,56 MPa, , uslov: PT ≤ P si,T , kako je PT = 0,858 MPa uslov je ispunjen. Naponi usled aksijalnog pomeranja

- Napon u pravcu meridijana: E B $ ê *p h 2 $ w3 $ C f 2

v m, m (Tq) =

Tq

anje meha

x = ± 5 mm – predpostavljena vrednost izduženja/sabijanja

po mehu (izduženje). - Napon pri savijanju: *

v m,b (Tq)

=

E B $ e p 3 2 $ $ Tq = 502, 8 N /mm . 2 2 2 $ ^1 - 2 $ o h w $ C d

uslov je ispunjen.

= 604, 652 N/mm2 .

1 q $ Dm + Lt $ ^ Di $ e h 2 $ $ P = 50, 08 N /mm , v i , E (P ) = 2 Ac + e $ Lt uslov: σ θ,E ( P ) ≤ f , kako je f = 114 N/mm² i σ θ,E ( P )=50,08 N/mm² uslov je ispunjen.

- Napon na srednjem delu meha: 1 2

$

q $ Dm 2 $ P = 38, 09 N /mm , Ac

uslov: σ θ,I ( P ) ≤ f , kako je f = 114 N/mm² i σ θ,I ( P )=38,09 N/mm²

= 7, 1 N/mm 2,

1 $ x = 0, 5 mm -ekvivalentno aksijalno pomer N $ n B

=

- Ekvivalentni napon:

- Napon na krajevima meha:

$ Tq

gde su:

uslov: σ θ,c( P ) ≤ f c, kako je f c = 114 N/mm² i σ θ,c( P )=23,34 N/mm²

v i , I (P ) =

veq = 0, 7 $ 6vm,m ^ Ph + vm,b ^ Ph@ + 6 vm, m ^Tqh + vm, b ^T q h@ =

Ciklusi usled aksijalnog pomeranja

- Dozvoljen broj ciklusa: N alw =

f

8900

E o $ v eq - 280 E B

p

3,6

= 15,021 $ 104,

uslov 370 ≤ N alw ≤ 106 je ispunjen. Gde je: E o = E B - modul elastičnosti meha za Č4572 na sobnoj tem perature, dato standardom.

Proračunom određen dozvoljen broj ciklusa uvek treba da bude veći od stvarnog broja ciklusa N spe ≤ N alw.

uslov je ispunjen.

Postavljanje kompenzatora prema standardu EN 14917

- Napon na mehu u pravcu meridijana:

Prilikom izbora kompenzatora treba odrediti i položaj vođica i oslonaca.

v , (P ) = m m

w

2 $ e*

$P

PT

= 9, 13 N/mm2 ,

- Napon pri savijanju: v m,b (P ) =

1 2 $ n p

` ew j $ C 2

$

*

p

$

2 P = 126, 23 N /mm ,

p

uslov: σ m,m( P )+ σ m,b( P ) ≤ K f ∙ f ; K f = 3 - za samovočene kompenzatore, kako je 135,36 ≤ 342 uslov je ispunjen.

Slika 9.

Primer rasporeda vođica i oslonaca [1]

- Rastojanje od kompenzatora do prve vođice ili oslonca: Ograničenja zbog nestabilnosti u ravni

- Unutrašnji radni pritisak koji je dozvoljen da bi se izbegle nestabilnosti: *

P si

=

0,57 $ R e K ¸, l $

a

= 1, 896 N /mm2,

L1 ≤ 4 ∙ DN L1 ≤ 4 ∙ 80 L1 ≤ 320 mm

- Rastojanje između sledeće dve vođice: L2 ≤ 14 ∙ DN PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

35

PT

Inženjerska praksa - vibracije izazvane od susedne opreme (pumpe, kom-

L2 ≤ 14 ∙ 80 L2 ≤ 1120 mm

presori, mašine...),

- Maksimalno moguće rastojanje između dve vođice:

Lg

#

r $ b

E $ J , mm, Fi $ S L

juma itd.

gde su: S L = 3 – stepen sigurnosti preporučen standardom, J =

r 8

$

- udarno opterećenje (zemljotres, eksplozija...), -dinamičko opterećenje izazvano protokom radnog medi-

-7 3 4 e $ D mp = 1, 22 $ 10 m

- moment inercije poprečnog

preseka cevi, Dmp = Di + e = 85,5 mm - srednji prečnik cevi, β = 0,7 – faktor vođenja za određenu cevnu deonicu usvo -

jen iz standarda, F i = F p - F B + F F , N - sila izvijanje cevovoda, F B = ± x ∙ K B = 466,17 N - aksijalna sila pomeranja, F F = ± ∑(μ ∙ F N ), N- sila trenja,

μ = 0,3 – koecijent trenja, usvojena vrednost koji inače zadaje proizvođač cevi, F N – normalna reakcija cevi koja se izračunava na osnovu mase izabarne deonice cevi i mase radnog uida pri najkritic nijim uslovima.

- Maksimalno moguće rastojanje između dve vođice prema ovom standardu može se očitati i sa dijagrama (slika 10.) i iznosi Lg = 9 m.

Osim standarda EN 14917 koji se odnosi isključivo na konstruisanje i postavljanje kompenzatora na cevi i cevo vodne sisteme proračun kompenzatora može se izvršiti i prema standardu EN 13445-3 koji se odnosi na posude pod pritiskom koje nisu izložene plamenu. Ovaj standard se odnosi na konstruisanje istih tipova kompenzatora i njihova pomer anja kao i standard EN 14917.

Literatura [1] EN 14917:2009 – Metalni kompenzatori sa mehom za aparate pod pritiskom. [2] SRPS M.E3.521:1992 – Unutrašnje gasne instalacije i postrojenja - Kompenzatori sa mehom. [3] Nikolić J., Đerić A., Petrović A., Analiza proračuna tala sastih kompenzatora, 15. Simpozijum termičara Srbije, Zborn -

ik radova, Sokobanja, 2011.

Autori Aleksandra Đerić,

Inovacioni

centar

Mašinskog

fakultetad.o.o.,

Kraljice Marije 16, 11000 Beograd Tel: 065-2600689 E-mail: [email protected] Diplomirala na Mašinskom fakulte tu u Beogradu 2010. godine na Odseku za procesnu tehniku. Dok torant na Mašinskom fakultetu u Beogradu. Zaposlena kao istraživač saradnik u Inovacionom centru od feb ruara 2011 godine.

Slika 10.

Maksimalno rastojanje između vođica [1]

Do sada objavila 3 rada.

Jelena Nikolić,

Inovacioni

Zaključak Rezultati dobijeni proračunom odgovaraju uslovima postavljenim standardom EN 14917. Standard EN 14917 obuhvata takođe i proračune kompenzatora sa ojačanjem, torusne kompenzatore kao i opterećenja nastala u slučaju bočnog i ugaonog pomeranja koji nisu bili

- totalno pomeranje, - vremenski uslovi (sneg, vetar...), 36

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Mašinskog

fakultetad.o.o.,

Kraljice Marije 16, 11000 Beograd Tel: 064-2940625 E-mail: [email protected] Diplomirala na Mašinskom fakulte tu u Beogradu 2010. godine na Odseku za procesnu tehniku. Dok torant na Mašinskom fakultetu u

predmet ovog rada.

Prilikom konstruisanja, proračuna i samog izbora kom penzatora treba uzeti u obzir i dodatna opterećenja koja ustanovljava sam proizvođač kao i spoljašnja opterećenja: - težina neoslonjenih cevovoda/opreme, - prednaprezanje cevi,

centar

Beogradu. Zaposlena kao istraživač saradnik u Inovacionom centru od feb ruara 2011 godine. Do sada objavila 3 rada.

PT

Inženjerska praksa

U

današnjim industrijskim pogonima još uvek dominira tzv. ksna auto¬matizacija tj. visokoautomatizovane proizvodne linije namenjene velikoserijskoj proizvodnji. Mašine i organizacija proizvodnje su speci jalno projektovani za fabrikovanje određenog proizvoda. Rentabilnost ovakve proizvodnje počiva upravo na veli kim serijama i relativno dugoj aktuelnosti tog proizvoda. Uslovi zaoštrene konkurencije, međutim, bitno su skratili vreme aktuelnosti istog proizvoda. Da bi mu se aktuelnost očuvala, neophodno ga je često inovirati u skladu sa novim tehnološkim dostignućima i važećim modnim tokovima. Treba, takođe, uočiti da je drastično skraćeno i vreme potrebno da se ideja o nekom potpuno novom proiz¬vodu realizuje. U opisanoj situaciji velikoserijska proizvodnja postaje sve ređe isplativa i postavljaju se zahtevi za srednjim i malim serijama. Međutim, danas je maloserijska ili pojedinačna proizvodnja orijentisana na upotrebu univerzalnih alatnih mašina uz veliko učešće ljudskog rada. Otuda se veliki napori ulažu da se organizuju takvi proizvodni sistemi koji bi i pri malim serijama (i čak poje¬dinačnoj proizvodnji) postigli ekonomičnost svo jstvenu velikoserijskoj proizvodnji. To je prilično složen problem budući da je izračunato da proizvodnja jednog ele¬menta na univerzalnim mašinama, što uključuje i ljudski rad, može biti čak do 100 puta skuplja nego njegova proizvodnja na modernoj proizvodnoj liniji ksne automatizacije. Tako se došlo do pojma eksibilne automatizacije koja omogućava česte izmene proizvodnog programa tj. proizvodnju različitih proizvoda bez menjanja opreme koja u proizvodnji učestvuje. Fleksibilni proizvodi siste mi trebalo bi, zahvaljujući svojoj organizaciji i upotrebi savremene tehnologije, da postignu visoku produktivnost pri malim serijama i pojedinačnoj proizvodnji. Upravljati troškovima moguće je na razne načine i primenom raznih modela. Da bi se realno moglo očekivati bilo kakav pozitivan rezultat procesa upravljanja troškovima organizacije potrebno je detaljno poznavati postojeću strukturu ukupnih troškova organizacije. To bi trebao biti prvi korak u svakom promišljanju o upravljanju troškovima u organizaciji.

• pokazuje sastav i veličina dopunskih sredstava i proizvodnih resursa • određuje ekonomska ekasnost dopunskih sredstava i proizvodnih resursa.

Slika 1.

Zavisnost cene alata od veličine serije a) i zavisnost jedničnih troškova alata od veličina serije b)

Troškovi alata: U uslovima velikonoserijske i masovne proizvodnje, gde se tehnološki proces raščlanjuje na elemen tarne operacije, primenjuje se po pravilu specijalan alat. Zato je za njegovu primenu potrebna velika serija da bi troškovi alata po jedinici proizvoda bili ekonomski prihvatljivi. Iz tog razloga se u maloserijskoj i pojedinačnoj proizvodnji primenjuju univerzalni i standardni alati

1 Ekonomska analiza troškova feksibilnih tehnoloških sistema Ekonomskom analizom eksbilnih tehnoloških sistema se: •

utvrđuje sastav i veličina troškova i ekonomski

efekat 38

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Slika 2.

Područja integralnog poslovanje alatima

Slika 4. Primena JIT–a u FTS–u Slika 3.

Učešće mašinskog i ljudskog rada u procesu izrade proizvoda kod osnovnih vrsta sredstava za rad kod FTS–a

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

39

PT

Inženjerska praksa

Slika 5.

40

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Decentralizovani hijerarhijski model upravljačkog sistema FTS

Inženjerska praksa

PT

Autor Predrag S. Pravdić Mašinski fakultet

Kragujevac, Katedra za industrijski inženjering, Sestre Janjić 6, Kragujevac tel. 063-827-55-17 e-mail: [email protected]

Završio mašinski fakultet u Kraljevu 2006. na Katedri za proizvodnu tehnologiju. Sledeće godine je upisao doktorske studije na Mašinskom fakultetu u Kragujevcu na katedri za industri jski inženjering sa podusmerenjem Inžinjerska ekonomija. Odbranio je pristupni rad pod nazivom „Unapređenje efek tivnosti procesa primenom BSC-a“ i trenutno radi na doktor skoj disertaciji.

Objavio je preko dvadeset i pet naučnih i stručnih radova ve zanih za kvalitet, troškove, menadžment i procese. Trenutno živi i radi u Trsteniku kao spoljni konsultant u vezi kvaliteta za različite rme i predaje kao asistent na Tehničkom fakulte tu strukovnih studija na smeru za proizvodno mašinstvo.

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

41

PT

Inženjerska praksa

Metodologija proračuna podzemnih cevovoda Miša Jočić, Nikola Jaćimović, Nemanja Karabasil

O

Postoje velike razlike između projektovanja podzemnih i nadzemnih cevovoda. Te razlike se pre svega ogledaju u povećanim rizicima koje projektant mora da razreši, ali takođe i u znatno kompleksnijim proračunima koji moraju da uzmu u obzir svojstva zemljišta, specična opterećenja cevovoda, seizmička opterećenja i posebne zahteve za bezbednost.

dobro razumevanje osnovnih problema. Literatura [2] predstavlja standard koji je u širokoj upotrebi kada je projektovanje podzemnih cevovoda u pitanju. Još jedan bitan standard predstavlja i [3], koji se uglavnom primenjuje za delove cevovoda koji prolaze ispod auto puteva ili pruga. Ovaj rad se bavi procedurom iz [2], prema ALA (American Lifelines Alliance).

Ukopani cevovodi, naročito cevovodi za transport ugl jovodonika, nose znatno veće rizike u pogledu bezbednosti postrojenja i zaštite životne sredine u odnosu na nadzemne cevovode. Curenja u podzemnim cevima se mnogo teže otkrivaju, ali nisu ništa manje opasna od curenja kod nadzemnih cevovoda.

U suštini, postoje dve osnovne vrste proračuna: jedan je lokalna analiza, a drugi je termička analiza. Lokalna analiza određuje adekvatnost proračuna u pogledu lokalnih defor macija (uključujući izvijanje) kao i spoljnog opterećenja. Termička analiza vrši se u cilju provere protiv preopterećena usled termičkih dilatacija. Treba naglasiti još i da su precizni podaci o zemljištu obavezni za pravilnu analizu, pre svega zbog heterogene prirode zemljišta. Još jedna važna preporuka je da se koriste podaci o zemljištu dobijeni skorašnjim merenjima.

Međutim i pored svega na projektovanje podzemnih cevovoda se obraća manje pažnje u procesnoj industriji u odnosu na nadzemne cevovode. Jedan od razloga može da bude to što mnogi inženjeri smatraju da proračun podzemnih cevovoda zahteva manje veštine. Nesporno je da je pri projek tovanju podzemnih cevovoda potrebno obratiti više pažnje na kritične aspekte proračuna. Ključni izazov kod proračuna podzemnih cevovoda je, osim određivanja uticaja dejstva unutrašnjeg pritiska uida koji se transportuje, i određivanje dejstva ostalih vrsta opterećenja koje cevovod mora da podnese. Drugim rečima, proračun mora da obuhvati opterećenje cevovoda usled mase zemlje iznad njega, uticaj podzemnih voda, dodatno opterećenje površine zemljišta, kao što je automobilski i železnički saobraćaj, kao i sile koje nastaju usled seizmičkih pomeranja. Ukopana cev, pored toga što služi za transport uida, predstavlja ujedno i noseću konstrukciju. Stoga je neophodno koristiti posebne metode za proračun kako bi se osiguralo ispunjenje obe ove funkcije. Analiza naprezanja podzemnih cevovoda se prilično razlikuje od analize naprezanja nadzemnih cevovoda. Ovaj članak ističe osnove metodologije proračuna ukopanih čeličnih cevovoda.

1. Određivanje opterećenja Opterećenja podzemnih cevi se svode na sledeće efekte: 1.1 Statičko opterećenje U suštini, ovo je opterećenje izazvano slojem zemlje koja naleže na cev (slika 1). Ovo opterećenje se sastoji od dela zemljišta (tačnije prizme zemljišta čiji je presek prikazan na slici 1) koji se proteže od površine tla do vrha cevi i smičuće sile duž ivica ovog dela prizme zemljišta. Smičuće sile se po javljuju kada se prizma zemljišta iznad cevi i zemljište koje okružuje prizmu slegnu jedno u odnosu na drugo. Pritisak vertikalne zemlje na cev se može odrediti jednačinom: Pv

=

t $ g $ H, Pa

(1)

gde su: • Pv, Pa, pritisak zemlje na cev; • ρ, kg/m³, gustina zemlje; • g , m/s², gravitaciono ubrzanje; • H , m, dubina ukopavanja cevi.

Osnovna metodologija proračuna Pre svega je potrebno da se odredi standard koji se primenjuje pri proračunu, a koji zavisi od oblasti primene. Velike mreže je moguće izvoditi primenom kombinacije više standarda. Konačna odluka mora da se postigne u dogovoru sa investitorom kao i sa angažovanim inženjerskim timom. Standard po kome se vrši proračun će diktirati debljinu i materijal konstrukcije, zavisno od radnih uslova. Literatura [1] predstavlja odličan izvor i obavezna je za 42

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

1.2 Dinamičko opterećenje Kao dodatak statičkom opterećenju nastalom kao posledica zemlje nalegle na cevi, podzemne cevi mogu takođe biti izložene dodatnom koncentrisanom ili distribuisanom dinamičkom opterećenju (slika 2). Glavni izvor dinamičkog opterećenja su saobraćaj na autoputevima kao i železnički saobraćaj. Opterećenje koje se prenosi na cev može da se proceni na osnovu Busineskove (Boussinesq) jednačine (2)

PT

Inženjerska praksa

3 $ P s

P p = 2

2 $ r $ H

d jB 81 + ` H

2 2,5

$

, Pa

(2)

na cev teži da promeni oblik (slika 3). Ova promena može da se kvantikuje u pogledu deformacije prema modikovanoj formuli koju je postavio Ajova (Iowa) (3). D y Dl $ K $ P = D ^ E $ I heq + 0,061 $ E l R3

(3)

gde su: • Δy, mm, deformacija cevi; • D, mm, spoljašnji prečnik cevi; • D1, faktor kašnjenja deformacije (obično 1,0÷1,5); • K , konstanta polaganja u zemlju (obično 1,0); • P , MPa, pritisak na cev usled zemlje i dinamičkih opterećenja; • E , MPa, modul elastičnosti cevi; • I , m4/m, moment inercije poprečnog preseka cevi sveden na jedinicu dužine cevi; I=t 4 /12 • t , mm, debljina zida cevi; • R, m, spoljašnji poluprečnik cevi; • E’ , MPa, modul reakcije zemlje.

Slika 1. Stub zemlje iznad cevi gde su: • Pp, Pa, opterećenje cevi usled koncentrisanog opterećenja na površini; • Ps, N koncentrisano opterećenje na površini; • d , m, rastojanje od koncentrisanog opterećenja do ose cevi.

2 Provera na preopterećenje Posle denisanja osnovnih opterećenja, treba izvesti prov eru adekvatnosti strukture. Sledeći odeljci se bave ovim problemom.

cevi usled statičkog i Slika 3. Deormacija dinamičkog opterećenja

Krutost zida cevi (E ∙I)eq je suma krutosti same cevi, unutrašnje (indeks l) i spoljašnje obloge (indeks c) cevi (4). ^ E $ I heq = E $ I + El $ Il + E c $ I c

(4)

Ovako izračunata deformacija se poredi sa dozvoljenom deformacijom. Dozvoljena vrednost deformacije zavisi od materijala cevi i može se odrediti primenom različitih stan darda. Na primer, prema [3] za cevi od ugljeničnog čelika dozvoljena je deformacija od 3%. cevi usled koncentrisanog Slika 2. Opterećenje opterećenja na površini

2.1 Provera ovalnosti Usled uticaja statičkog i dinamičkog opterećenja podzem-

2.2 Naprezanje zida usled savijanja Kao što je pokazano na slici 4, napon savijanja u zidu cevi nastaje kako usled uticaja težine zemnjišta tako i PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

43

PT

Inženjerska praksa usled uticaja dinamičkih opterećenja. Napon savijanja u zidu cevi (σ bw, MPa) može da se sračuna na osnovu jednačine (5). v bw = 4 $ E $

D y t , MPa $ D D

(5)

Faktor potiska vode može da se odredi prema izrazimu (7). Rw

= 1 - 0, 33 $

h ` H j, 0 1 h w

w

(7)

1 H

gde je hw,m razdaljina od slobodne površine podzemne vode do vrha cevi. Empirijski koecijent za elastične oslonce prema [7] izno si Bl

=

1 1+4$e

(8)

`-0,065 $ H j D

3 Sila potiska U slučaju kada potisna sila cevi ispod slobodne površine podzemne vode prelazi sumu težine cevi i stuba zemljišta iznad cevi, javlja se još jedna sila koja deluje na cev sa ten dencijom da je izbaci na površinu (slika 6). Osnovna pret postavka koja je potrebna de bi se odredila najveća potisna Slika 4. Napon savijanja u zidu cevi sila je ta da je ukopana cev prazna tokom ugradnje i testiranja. 2.3 Kritično opterećenje koje dovodi do izvijanja Stoga, potisna sila koja deluje na cev ispod slobodne površine podzemne vode (slika 7) iznosi prstena F = W - 6W + W + (P - t $ g $ h ) $ D @ , N /m (9) Pod izvijanjem prstena podrazumeva se pojavljivanje lo kalnih nabora kao što je prikazano na slici 5. Izvijanje može gde su: da rezultuje naprsnućem cevovoda i samim tim i curenjem, pa • F b, N/m, sila potiska po jedinici dužine cevi; ga stoga treba izbeći. Kritično opterećenje na izvijanje može • W w, N/m, težina vode koju cev istisne po jedinici da se odredi izrazom (6). dužine cevi; ^ E $ I h 1 • W p, N/m, težina cevi po jedinici dužine cevi; (6) P = $ 32 $ R $ Bl $ E l $ , MPa S D • W c, N/m, težina sadržaja cevi po jedinici dužine cevi; • ρw, kg/m³, gustina vode. gde su: • P rb, MPa, kritični napon koji dovodi do izvijanja Ako je cev ispod slobodne površine podzemne vode, pri prstena; tisak zemljišta se može izračunati kao: • S , stepen sigurnosti; • Rw, faktor potiska vode; P = t $ g $ h + R $ t $g $H (10) • B’ ,empirijski koecijent za elastične oslonce. Stepen sigurnosti iznosi: • S=2,5 za odnos H/D≥2; • S=3,0 za odnos H/D<2. b

w

p

c

w

w

w

v

w

w

eq

rb

w

3

v

Slika 5. Lokalno izvijanje prstena 44

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Slika 6.

Sile koje deluju na cev kada se ona nalazi ispod slobodne površine podzemne vode

Inženjerska praksa gde je težina sadržaja cevi po jedinici dužine cevi ( W c, N/m) jednaka nuli.

Longitudinalni (podužni) napon koji se javlja u zidu cevi usled sile potiska može da se aproksimira pomoću jednačine (11). v bf = 1.2 $

Fb $ L2 -6 $ 10 , MPa Z

(11)

gde su: • σ bf , MPa, longitudinalni napon usled sile potiska; • L, m dužina cevi koja se nalazi ispod slobodne površine podzemne vode; • Z , m³, otporni moment poprečnog preseka cevi.

PT

nja ispod granice tečenja i opterećenja usled zemljišta ispod maksimalnih granica propisanih u ASME B31.1 Appendix B, može da se uradi ručni proračun prema ASME B31.1 Nonmandatory Appendix VII umesto analize metodom konačnih elemenata. Svojstva zemljišta koja se koriste takođe mogu da se odrede prema smernicama iz ASME B31.1 Appendix B.

4.2 Proračun prema [4] Za bilo koju promenu temperature (bilo porast ili pad) postoji otpor zemljišta. Analiza interakcije između zemljišta i cevi je najvažniji deo naponske analize podzemnih cevovoda. Ovo je velika suprotnost u odnosu na nadzemne cevovode, koji mogu slobodno da se šire i skupljaju, osim, naravno,

kod oslonaca. Kod podzemnih cevi sila trenja je prva sila koja utiče na kretanje cevi i deluje protiv aksijalnog kretanja. Teorijski, sila trenja je jednaka proizvodu koecijenta trenja 4.1 Proračun prema ALA - Guidelines or Design o i ukupne normalne sile koja po celom obimu cevi. Slika 8 pokazuje raspodelu sila. Buried Steel Pipes Prema [2] aksijalno naprezanje kao i reakcije u ksnim osloncima ukopanih cevovoda koji su izloženi temperaturskom širenju mogu konzervativno da se odrede uz pretpostavku da je cev dovoljno dugačka da bi sila trenja između cevi i zemljišta potpuno ukrutila cevovod. U ovom slučaju cev se opisuje kao ‘’potpuno nepokretna’’. Maksimalno naprezanje usled termičkih dilatacija u ovakvoj cevi može da se odredi pomoću izraza (12).

4 Naprezanje usled termičkog širenja

vt

= E $ a $ ^T2 - T 1h - o $ v h

(12)

gde su: • σ t , MPa podužni napon usled temperaturske razlike; • α, K -1, koecijent termičkog širenja materijala cevi; • T 2, K(°C) maksimalna radna temperatura; • T 1, K(°C) temperatura pri ugradnji; • v, Poasonov koecijent za materijal cevi; • σ h, MPa normalni napon usled dejstva unutrašnjeg pritiska.

Normalni napon usled dejstva unutrašnjeg pritiska može da se odredi preko jednačine (13). v h = p $

D 2$

t

Slika 7.

Sila potiska koja deluje na deo cevi nalazi ispod slobodne površine podzemne vode

(13)

gde je p, MPa unutrašnji pritisak u cevi. Aksijalna sila u cevi, odnosno aksijalna sila u osloncu

usled termičkog širenja cevi iznosi Fa =

v $ A $ 106, N t

(14)

gde je A, m² površina poprečnog preseka cevi. Pošto zemljište nije potpuno kruto, zagrejana cev će težiti da se proširi na cevnim kolenima. Usled ovog efekta nastaće dodatno naprezanje u kolenima. Ovaj efekat može da se analizira metodom konačnih elemenata pomoću modela cevi i zemljišta koje deluje kao opruga. Za cevi koje se ponašaju skoro potpuno elastično, kao za cevi kod kojih su napreza-

Slika 8. Raspodela normalnih sila koje deluju na cev PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

45

PT

Inženjerska praksa

fax = n $ (W + W + Wp + Wc), N /m

(15)

odnosno

8

fax = n $ 2 $ t $ H $ D + r $ D $ t

$ tp

+

` r 4 j $ D

2

$ tf

B $ g , N /m

(16) Bočna sila deluje kada se cev pomera horizontalno. Kada se cev pomeri horizontalno, kao što je prikazano na slici 9, ona stvara pasivni pritisak zemljišta na svojoj prednjoj površini [4]. Kada pasivni pritisak zemljišta nastaje na prednjoj površini cevi, onda kada na cev deluje i aktivni pritisak zemljišta na njenoj zadnjoj površini. Ukoliko se aktivni pritisak zanemari, jedina bočna sila je pasivna sila, koja može biti napisana u obliku ftr =

1 2

$t$g $

^H + D h2 $ tan2 `45c +

{

2

j, N/m

Krutost zemljišta može da se izračuna deljenjem sila denisanim jednačinama (19) i (20) sa pomeranjem ( Y d , m) koje je denisano izrazom Y = 0, 015 $ ^ H + D h, m (18) Odavde aksijalna krutost po dužini cevi iznosi d

K ax =

f ax , N/ (m $ m ) Y d

(19)

dok bočna, odnosno transverzalna krutost po dužini cevi iznosi K tr =

f tr , N/ (m $ m ) Y d

(20)

(17)

gde je φ, °, ugao trenja.

pritisak zemljišta usled horizontalSlika 9. Pasivni nog pomeranja cevi

5 Provera seizmičkog opterećenja 5.1 Metodologija seizmičkih proračuna podzemnih i nadzemnih cevovoda Iako je u oba slučaja osnovni izvor narezanja kretanje tla, njegovi uticaji na podzemne i nadzemne cevovode su prilično drugačiji. Kod nadzemnih cevovoda vibracije cevi izazivaju inercijalne sile. Inercijalna sila indukuje seizmička opterećenja u komponentama cevovoda. Ova opterećenja se dodaju radnim opterećenjima i proveravaju da li su u dozvoljenim granicama prema određenom standardu. S druge strane, kako su podzemne cevi okružene zemljom, glavni fak tor koji utiče na cevovode je pomeranje zemljišta. Zbog toga se proračun podzemnih cevovoda bazira na deformaciji, a ne na optreećenju. Deformacija cevi koja nastaje usled kretanja zemljišta je glavni parametar kod proračuna podzemnih cevovoda. Ta deformacija mora da se nalazi unutar dozvoljenih vrednosti deformacije. Dozvoljene vrednosti deformacije cevovoda variraju pre svega u zavisnosti od materijala cevi i vrste spojeva. Za segmentne cevovode (više trasa spojenih eksibilnom spojevima, kao što je na primer preklopni spoj) glavni faktori koji diktiraju dozvoljenu vrednost deformacije su pomeranje i rotacija spojeva.

Slika 10.

Idealni slučaj kada tlo deluje kao opruga

U idealnim uslovima zemljište deluje kao opruga, što je prikazano na slici 10. Delovanje bočne sila može da se podeli u dve faze: • elastičnu fazu, kada je sila otpora proporcionalna pomeranju cevi i

• 46

plastičnu fazu, kada otpor ostaje konstantan bez obzira na pomeranje.

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

5.2 Različiti modeli seizmičkog oštećenja Postoje tri osnovna tipa oštećenja podzemnih cevovoda usled seizmičkih aktivnosti. Ova oštećenja nastaju pre sve ga zbog potresa tla ili širenja talasa, deformacije tla usled urušavanja zemljišta kao i deformacije tla usled raslojavanja zemljišta. Sva tri uzroka seizmičkih oštećenja mogu da se jave tokom zemljotresa. Potresi tla prouzrokuju trenutnu i prolaznu deformaciju tla i često su ovi potresi okarakterisani maksimalnom brzinom površine ili maksimalnoim ubrzanjem površine (PGV – peak ground velocity; PGA – peak ground acceleration). Na slici 11 je prikazana podužna (longitudi nalna) stalna deformacija tla (PGD – permanent ground deformation) koja predstavlja još jedan veliki izvor opasnosti. Oznakom obeleženo je pomeranje tla, a na slici su prikazane zone aksijalnog izduživanja i slupljanja cevi za stalnu defor maciju tla u longitudinalnom pravcu.

PT

Inženjerska praksa

ograničavamo samo na efekte potresa tla. Potres tla je pove zan sa prenošenjem talasa. Širenje talasa se ogleda u pogledu podužne aksijalne deformacije, odnosno izduženja paralelnog sa osom cevi, kao posledice deformacije zemljišta. Aksijalna deformacija koja nastaje u podzemnoj cevi može izračunati de se izračuna preko fa

=

V g a $ C s

(21)

gde su: • • •

Slika 11. Podužna stalna deormacija tla Stalna deformacija tla predstavlja nepovratno pomer anje tla usled pojave klizišta, odnosno odrona ili usled širenja tla izazvanog likvifakcijom. Likvifakcija se javlja kada pritisak vode između čestica tla, koji je bio relativno nizak pre zemljotresa, toliko poraste tokom zemljotresa da čestice tla počnu da se kreću jedna u odnosu na drugu. Ova pojava se sreće kod potpuno zasićenog vodom rastresitog zemljišta, odnosno kod rastresitog zemljišta kod koga je prostor između pojedinih česica potpuno ispunjen vodom, a koje je izloženo dugim i jakim potresima. Na slici 12 je prikazana stalna deformacija tla u transverzalnom pravcu sa širenjem tla (l) i kretanjem označenim sa . Deformaci je koje mogu da se jave u cevi usled stalne deformacije zemljišta su aksijalne i transverzalne deformacije, kao i savijanje cevovoda.

εa, aksijalna deformacija; V g , m/snajveća brzina površine zemljišta; α, faktor za procenu deformacije zemljišta u zavis-

nosti od prividne brzine rasprostiranja seizmičkih talasa (iznosi 2 kada je u pitanju smičući talas, u suprotnom iznosi 1); • C s, m/s, prividna brzina rasprostiranja seizmičkih talasa (konzervativna pretpostavka je vrednost od 2000 m/s). Može da se pretpostavi da se aksijalne deformacije dobi jene jednačinom (21) prenose na cevovod. Međutim, za vrednosti aksijalnih deformacija ne treba da se uzmu vrednosti veće nego one koje se dobijaju aksijalnim naprezanjem usled trenja između zemljišta i cevi, odnosno fa #

T u $ m 4 $ A $ E

(22)

gde su: • •

•

T u, N/m maksimalna sila trenja između zemlje i cevi

po jedinici dužine cevi; λ, m, prividna talasna dužina seizmičkih talasa na površini, često se uzima vrednost od 1000 m bez detaljnijeg objašnjenja; A, m² površina poprečnog preseka cevi.

Izraz za maksimalnu aksijalnu silu trenja po jedinici dužine može da se odredi prema [7], Appendix B.

6 Zaključak

Slika 12. Transferzalna stalna deformacija tla Ustanovljeno je da je podužna stalna deformacija tla od većeg značaja u pogledu bezbednosti cevovoda [5,6]. Radi pojednostavljenja problema, u ovom članku se

Ovaj tekst se bavi osnovnim konceptom projektovanja ukopanih cevnih sistema. Pored toga, predstavljen je i jedan od pristupa projektovanju ovih sistema. Kao što je već naglašeno, prvi korak u projektovanju je svakako odabir pravilnog i važećeg standarda. Ovaj korak u projektovanju podzemnih cevovoda predstavlja praktično i ključni korak, jer celokupan proračun, kao i izbor materijala zavise o odabranog standarda. Ali najbitnije od svega je poznavanje mnogih svojstava zemljišta sa dovoljnom tačnošću. Ovo je veoma komplikovan problem, pre svega zbog heterogene prirode zemljišta koja zavisi prvenstveno od lokacije. Najpouzdani ji način određivanja ovih svojstava je testiranje zemljišta i utvrđivanje njegovih svojstava direktnim ispitivanjem. Nasuprot analizi nadzemnih, analiza podzemnih cevovoda sadrži kako lokalnu tako i konvencionalnu termičku analizu

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

47

PT

Inženjerska praksa

uz to dodatno delovanje zemljišta kao opruge. Mora da se na - Lifelines Alliance (ALA), 2001. glasi da i mala promena temperature, koja inače ne predstavlja [3] API RP 1102, 7th Ed., Steel Pipelines Crossing Railroads problem kod nadzemnih cevovoda, može da bude odlučujuća and Highways, American Petroleum Institute Publication, pri analizi komponenti podzemnih cevovoda. Još jedna stvar 2007. koja odlikuje podzemne cevovode je drugačija seizmička anal - [4] Peng L.C., Stress Analysis Methods for Underground iza, bazirana na veoma drugačijim principima. Na neki način Pipelines, Pipelines Industry, vol. 47, pp. 65–74, 1978. je očigledno da analiza podzemnih cevovoda zahteva posebnu [5] O’Rourke, M.J., Hamdi, K.E., Analysis of Continuous stručnost. Ali jednom kada su osnovni principi savladani nije Buried Pipelines for Seismic Wave Effects, Earthquake Engineering and Structural Dynamics , vol. 16, pp. 917–929, 1982. teško sprovesti pouzdan proračun. [6] Dash, S.R. and Jain S.K. , An Overview of Seismic Con siderations of Buried Pipelines, Journal of Structural Engi Literatura [1] Moser A.P., Buried Pipe Design, McGraw-Hill Inc., New neering, vol. 34, pp. 349–359, 2007. [7] AWWA Manual 11, Steel Pipe – A Guide for Design and York, 2008. [2] ALA, Guidelines for Design of Buried Steel Pipes , Joint Installation, 2004. Report by American Society of Civil Engineers (ASCE), Fed - [8] ASME B31.1-2010, Power Piping eral Emergency Management Agency (FEMA) and American

Autor

Autor Miša Jočić ,

Karabasil Nemanja,

Profesionalni inženjer sa preko 29 godina iskustva u svim poljima pro jektovanja procecnih postrojenja u

Katedra za procesnu tehniku i zaštitu životne sredine. BSC rad “Tehnička dokumentacija za dobošasti razmenjivač toplote tipa tema afn u postrojenju za destilaciju konzumnog alkohola” 2008

PIPETECH Jocic u Badenu, Švajcarska, tel: +41 79 832 9223, e-mail: [email protected]

Evropi, Australiji, i na Bliskom Istoku. Radio na projek tovanju i analizi cevovodnih sistema, projektovanju i izradi dokumentacije posuda pod pritiskom, razmenjivača toplote i skladišnih rezervoara, pripreme inženjerskih specikacija i nadzor na gradilištu. Koristi više kompjuterskih softvera za analizu naprezanja i eksibilnosti cevovodnih sistema, projektovanje procesnih postrojenja i analizu komponenti cevovoda i procesne opreme metodom konačnih elemenata. Kroz dugogodišnji rad stekao je veliko iskustvo sa odličnim poznavanjem standarda (ASME, ANSI i API) i postao priznati ekspert u oblasti analize naprezanja i eksibilnosti cevovodnih sistema primenom softvera CAESAR II.

Nikola Jaćimović,

tel: 063/888-50-68 e-mail: [email protected] Diplomirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 2010. godine na Katedri za procesnu tehniku. Od novembra 2009. godine radi kao stalni saradnik rme “PIPETECH Jocic”, Baden, Švajcarska, u oblasti projektovanja cevovoda i posuda pod pritiskom pri-

menom softvera rme COADE/INTERGRAPH. Asistirao u organizaciji i održavanju stručnih kurseva “Analiza napre zanja i eksibilnosti cevovoda primenom softvera CAESAR II”.

48

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Tel: 060/319 37 86 email: [email protected]

godina.

PT

Nove tehnologije

Održavanje temperature pri transportu - POLARSTREAM Mirjana Jeremić

O • • • • • • •

državanje temperature pri transportu pomoću tečnog azota je sistem poznat kao POLARSTREAM.Pred nosti POLARSTREAM-a: precizno održavanje temperature niski kapitalni izdaci izuzetno kratko prehlađenje bez problematične sublimacije nečujan u radu dugog radnog veka

nema izduvnih gasova

Polarstream sistem je izuzetno ekonomičan. On nudi niz prednosti kao što su nizak nivo izdataka, dug radni vek i minimalne troškove održavanja. Polarstream jedinica može da se koristi tokom nekoliko generacija vozila. Reinstaliranje je jednostavno i vredi čak i posle pet ili deset godina. Druga ekonomska korist je da oni stvaraju inertnu atmosferu azota u prostoru hladnjače, što je naročito važno za robu koja je osetljiva na kiseonik. Oksidacija i prirodni proces sazrevanja su usporeni, tako da je potrebno manje hlađenja a samim tim i niži troškovi. Ovaj sistem je jeftiniji 7-10 puta od najčešće korićenog sistema termoking-a.

UHT – UREĐAJ ZA HLAĐENjE U TRANSPORTU U ovom slučaju se temperatura održava pomoću suvog leda. Suvi led je ugljendioksid u čvrstom stanju. Suvi led ima osobinu da sublimira na niskoj temperaturi i ima veliku rashladnu sposobnost po jedinici zapremine, pa se zato koristi za hlađenje vrednijih proizvoda u transportu. Da bi se proces hlađenja intenzikovao u tovarnom prostoru, suvi led se stavlja u specijalne metalne kontejnere, a hlađenje se reguliše pomoću ventilatora koji propuštaju vazduh iz tovarnog prostora kroz kontejner sa suvim ledom. Veliki nedostatak ovog načina hlađenja je nemogućnost tačnog regulisanja odvođenja toplote, a prema tome i temperature.

Slika 1. Stručnjaci se slažu da su najbolji rashladni sistemi oni koji ne koriste F-gasove (kao što je freon kod termoking-a) poput POLARSTREAM -a. Polarstream koristi koristi tečni azot, a kao što znamo azot je glavni sastojak vazduha. Temperatura tečnog azota je -196°C, što ga čini idealnim za hlađenje u tranzitu, bez obzira na temperature. Polarstream predstavlja alternativu konvencionalnom hlađenju. Kao što je rečeno radi se sa niskom temperaturom tečnog azota. Rezervoar od 200l tečnog azota se nalazi u unutrašnjosti i ne zauzima veliki prostor. Sistemom cevi se tečni azot razvodi po komori. Azot se oslobađa sprej sistemom koliko je potrebno za preciznu kontrolu temperature, gde isparava i apsorbuje toplotu iz vazduha. Temperatura se kontroliše pomoću senzora PT100. Sa POLARSTREAM-om moguće je da se hladi prazna pregrada standardne veličine od +30°C do 0°C za 15 minuta i do -20°C za još 45 minuta. Kraće hlađenje znači ekasnije korišćenje vozila.

50

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

LITERATURA [1] SMEITS: Lanac hlađenja u SR Jugoslaviji, Beograd, 1995.

Autor Mirjana Jeremić,

Mirjana Jeremić je rođena 13.09.1974. u Beogradu. Završila je Matematičku gim naziju „Veljko Vlahović“ i 1993. upisuje Mašinski fakultet u Beogradu. Septembra 2000. je diplomirala, a juna 2010. magistri rala na Odseku za procesnu tehniku. Prvo zaposlenje je imala u HIP „Petroremont“ – Pančevo. Maja 2003. godine polaže stručni ispit iz mašinstva, a naredne godine u julu dobija i licencu odgovornog projektanta termotehnike, termoen-

ergetike, procesne i gasne tehnike (tip 330). 2004. prelazi da radi u „SMEEO“ Inženjering – Beograd. Od 2007. je zaposlena u Messer Tehnogas – Beograd. Radi na poslovima projektovan ja, izgradnje i održavanja gasnih, procesnih i termoenergetskih postrojenja.

PT

Ekonomski indikatori

Podaci su preuzeti iz časopisa Chemical Engineering. Najnovije indekse možete pogledati na http:// www.che.com/pci/

Jun 2011 nal

(1957-59 = 100) CE INDEX

588,9

Equipment

718,0

Heat Exchanges and Tanks

678,0

Process Machinery

664,5

Pipe, valves and fttings

904,8

Process Instruments

440,9

Pumps and Compressions

904,7

Electrical equipment

510,8

Structural supports

760,7

Construction Labor

325,6

Buildings

519,1

Engineering Supervision

332,6

(1926 = 100) M & S INDEX Process industries, average Cement Chemicals Clay products Glass Paint Paper Petroleum products Rubber Related industries Electrical power Mining, milling Rerigeration Steam power

3rd Q 1533,3 1592,5 1589,3 1559,8 1579,2 1471,1 1608,7 1502,4 1698,7 1641,4

2nd Q 2011 1512,5 1569,0 1568,0 1537,4 1557,5 1469,2 1584,1 1480,7 1672,0 1617,4

1st Q

4th Q

3rd Q

1490,2 1549,8 1546,6 1519,8 1534,9 1447,2 1560,7 1459,4 1652,5 1596,2

1476,7 1537,0 1532,5 1507,3 1521,4 1432,7 1545,8 1447,6 1640,4 1581,5

1473,3 1534,4 1530,0 1505,2 1518,3 1428,5 1542,1 1444,5 1637,0 1579,3

1517,6 1648,6 1884,4 1572,2

1494,9 1623,5 1856,4 1546,5

1461,2 1599,7 1827,8 1523,0

1434,9 1579,4 1809,3 1506,4

1419,2 1576,7 1804,8 1502,3

2010

PROCESNA TEHNIKA

decembar 2011.

53

PT

Inženjerska biblioteka

1. Monograje iz mašinstva Milovan Živković i Taško Maneski TERMOMEHANIČKI NAPONI CEVOVODA I POSUDA

Boris Slipčević RAZMENjIVAČI TOPLOTE (II izdanje)

Milan Rikalović DOBOŠASTI RAZMENjIVAČI TOPLOTE

Cena: 900 din

Cena: 700 din

Miloš Kuburović i Miroslav Stanojević BIOTEHNOLOGIJA

Branislav Todorović i Milica Milinković-Đapa RAZVOD VAZDUHA U KLIMATIZACIONIM SISTEMIMA (III izdanje)

Cena: 750 din.

Dimitrije Voronjec i Đorđe Kozić VLAŽAN VAZDUH – TERMODINAMIČKE OSOBINE I PRIMENA (IV izdanje)

Cena: 600 din

Cena: 550 din

Srđan Raičković KOMPRESIBILNI I MEHANIČKI ZAPTIVAČI

Cena: 800 din

Rodoljub Vučetić ZDRAVLjE ŽIVOTNE SREDINE & PROMENA KLIME

Stevan Šamšalović TOPLOTNA PUMPA Tehnologija održive proizvodnje energije

Cena: 400 din

Cena: 1350 din

Svetislav Zarić PRIRUČNIK IZ INDUSTRIJSKE PNEUMATIKE

Bogosav Milenković PRIRUČNIK ZA MEREN jE PROTOKA FLUIDA (mernim blendama, mlaznicama, Venturi jevim cevima i dr.)

Cena: 600 din

2. Priručnici iz mašinstva Branislav Živković i Zoran Stajić MALI TERMOTEHNIČKI PRIRUČNIK

Cena: 450 din Cena: 1400 din

Cena: 450 din

Rodoljub Vučetić PRIRUČNIK O URAVNOTEŽAVANjU CEVNIH MREŽA U GREJANjU, HLAĐENjU I KLIMATIZACIJI Cena: 600 din

54

decembar 2011.

PROCESNA TEHNIKA

Stevan Šamšalović TEHNOLOGIJA HLAĐENjA I SMRZAVANjA HRANE

Nebojša Grahovac PRIRUČNIK ZA VLAŽAN KOMPRIMOVANI VAZDUH

Cena: 450 din

Cena: 450 din

Inženjerska biblioteka

PT

Živojin Perišić VENTILACIJA PORODIČNIH I KOMERCIJALNIH KUHINjA Cena: 450 din

3. Priručnici iz elektrotehnike Dragan Vićović & Zoran Hadžić ELEKTRIČNE INSTALACIJE NISKOG NAPONA

Dragan Vićović & Zoran Hadžić ZAŠTITA OBJEKATA OD ATMOSFERSKOG PRAŽNjENjA

Cena: 1250 din

Cena: 1200 din

Ljiljana Rašajski, Gojko Dotlić i Marija Mrđanov MALI ELEKTROENERGETSKI PRIRUČNIK (MEP) (IV izdanje, 2009) Cena: 950 din

4. Tehnička regulativa iz mašinstva, elektrotehnike i dodirnih disciplina PRAVILNICI IZ ELEKTROENERGETIKE Postrojenja, nadzemni vodovi, zaštita od statičkog elektriciteta i od požara Priredila Marija Mrđanov Cena: 700 din

KABLOVI, SAMONOSEĆI KABLOVI, UŽAD I KRATKI SPOJ Izvodi iz tehničkih standarda u elektroenergetici Priredila Marija Mrđanov Cena: 700 din

Miodrag Isailović i Martin Bogner TEHNIČKI PROPISI O POSUDAMA POD PRITISKOM

Dragana & Stevan Šamšalović VODIČ KROZ STANDARDE I PROPISE O GREJANjU, HLAĐENjU I KLIMATIZACIJI

Miodrag Isailović TEHNIČKI PROPISI O ZAŠTITI ODPOŽARA I EKSPLOZIJA (IV izdanje, 2007) Cena: 900 din

Cena: 800 din Cena: 850 din

5. Ostalo Nadežda Mitrović-Žitko i Stevan Vukotić PRIRUČNIK ZA PRIPREMU OPŠTEG DELA STRUČNOG ISPITA ZA RADNIKE TEHNIČKIH STRUKA Cena: 450 din

ZBIRKA ZAKONA I PRAVILNIKA o planiranju i građenju objekata i izradi tehničke dokumentacije (IV izdanje) Priredila Marija Mrđanov Cena: 750 din

PROCESNA TEHNIKA

NAUČNO-TEHNIČKI PETOJEZIČNI REČNIK (GREJANjE, HLAĐENjE, KLIMATIZACIJA) Cena: 950 din

decembar 2011.

55

Docs 0189

Recommend Documents