PROCESNA TEHNIKA. Osnovna termofizička svojstva tečnih naftnih frakcija. Analiza primene različitih vrsta fosilnih goriva u kotlovskim ložištima

Transcription

1 PROCESNA BROJ decembar 011. GODINA 3. TEHNIKA Aktuelno Metodologija proračuna podzemnih cevovoda Inženjerska praksa Analiza primene različitih vrsta fosilnih goriva u kotlovskim ložištima Inženjerska praksa Osnovna termofizička svojstva tečnih naftnih frakcija ISSN

2

3 PROCESNA TEHNIKA Izdavač: Savez mašinskih i elektrotehničkih inženjera Srbije (SMEITS) Kneza Miloša 7a/II, Beograd FOND ING - fond za unapređenje procesnog i energetskog inženjerstva i zaštite životne sredine Radoja Domanovića 16, Beograd SADRŽAJ: broj, decembar 011. godina 3. INŽENjERSKA PRAKSA 9 Nenjutnovski fluidi u inženjerskoj praksi 13 Osnovna termofizička svojstva tečnih naftnih frakcija 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 pt@smeits.rs Publikacija je besplatna. Sadržaj publikacije je zaštićen. Korišćenje materijala je dozvoljeno isključivo uz saglasnost autora. 1 Pregled formula za određivanje gubitaka pri strujanju fluida, kroz cevi i fitinge 5 Analiza primene različitih vrsta fosilnih goriva u kotlovskim ložištima Ugradnja i mehaničke karakteristike talasastih kompenzatora prema EN Metodologija proračuna podzemnih cevovoda PROCESNE TEHNOLOGIJE I NOVI PROIZVODI 39 Princip just-in-time kod fleksibilnih tehnoloških procesa 51 Održavanje temperature pri transportu - POLARSTREAM EKONOMSKI INDIKATORI KOLUMNE UVODNIK INŽENjERSKA KNjIŽARA EKONOMSKI INDIKATORI Na osnovu mišljenja Ministarstva za nauku, tehnologije i razvoj Republike Srbije, broj / od 9. oktobra 001, 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 6 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, (elektronska publikacija) 7cm šestomesečno (jun i decembar) ISSN (Online) = Procesna tehnika(online) COBISS.SR-ID Ekonomska analiza procesnih postrojenja trend u 011. godini ALTIM CWG BALKAN ELEKTROVOJVODINA ELMARK IMI INTERNATIONAL LINDE GAS SRBIJA MESSER MIKRO KONTROL PANKLIMA PETROPROCESS OGLAŠIVAČI PROING PROTENT RB KOLUBARA SAGAX SGS TE NIKOLA TESLA TERMOVENT KOMERC ZAVOD ZA ZAVARIVANJE WILO PROCESNA TEHNIKA decembar

4 PT Uvodnik Uvodnik Srbislav Genić, glavni i odgovorni urednik Poštovane koleginice i kolege, U trenutnoj (tzv. tranzicionoj) fazi 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 001. 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 informiše i obučava za primenu novih propisa. Na taj način inženjeri ovladavaju novim načinima izražavanja vezanim pre svega za bezbednost opreme i gradnje i eksploatacije postrojenja (nove proračunske procedure, nova dokumenta koja prate proizvodnju, itd.). Dosta pažnje se poklanja i sistemu kvaliteta koji treba da omogući sertifikaciji 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 posvećene propisima, zanemariti funkcionalnost opreme i postrojenja; izmeniti sadržaj projektne dokumentacije, pri čemu mislim pre svega na Glavne mašinske projekte. Daću i kratko pojašnjenje ovih dilema. 1 Osnovni zahtevi koji se postavljaju pred inženjere, bilo da rade na projektovanju, izgradnji ili eksploataciji, su sledeći: proizvedena oprema (aparati, mašine) i izgrađena postrojenja u punoj meri treba da ostvaruju svoju osnovnu funkciju; oprema i postrojenja treba da budu pouzdana i bezbedna u toku eksploatacije; oprema, postrojenja, kao i njihovi proizvodi, treba da imaju konkurentnu cenu. 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 finkcionalnosti u potpunosti (100%) ne može se očekivati ni konkurentna cena finalnih 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 fluida. Oba rešenja iziskuju dodatne troškove koji opterećuju finansijsko poslovanje vlasnika preduzeća, pa se smanjuje rentabilnost proizvodnog procesa. Ovakvih primera ima u našoj zemlji podosta. 4 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

5 Uvodnik PT U našoj zemlji se ustalila praksa da Glavni mašinski projekti treba da sadrže i sledeća poglavlja: Opšti uslovi za ugovaranje i izvođenje radova, Tehnički uslovi za izvođenje radova, Prilog o primenjenim merama zaštite na radu, Prilog o zaštiti životne sredine, Prilog o zaštiti od požara. 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 ugovaranje i izvođenje radova padaju na teret menadžmenta preduzeća, koji ukoliko proceni da za određene (pre svega tehničke) aspekte nije kompetentan, može da angažuje inženjere kao konsultante tehnički uslovi za izvođenje radova i mere zaštite na radu treba da budu definisane od strane izvođača radova i od strane investitora zaštita životne sredine i zaštita od požara su definisane odgovarajućim Zakonima i posebnom 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 definisao oblast mašinskog projektovanja. Postojeći Pravilnik o sadržini i načinu izrade tehničke dokumentacije za objekte visokogradnje (Sl.Glasniku RS br. 15/008 od 6/0/008) je pisan prvenstveno za oblast građevinarstva (zgradarstva), u kome mašinski projekti nemaju dominantnu ulogu. Primena ovog pravilnika, u striktnom smislu, za npr. 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 pt@smeits.rs Pristupnica u članstvo Saveza mašinskih i elektrotehničkih inženjera i tehničara Srbije (SMEITS) Pristupnica Društvu za procesnu tehniku PROCESNA TEHNIKA decembar

6 PT Procesna tehnika Redakcioni odbor Br. Ime i prezime Preduzeće, adresa 1 Srbislav Genić Mašinski fakultet Beograd, Kraljice Marije 16, Beograd Branislav Jaćimović Mašinski fakultet Beograd, Kraljice Marije 16, Beograd 3 Ioan Laza Universitatea Politehnica dintimisoara, Facultatea de Mecanica, B-dul M. Viteazu 1, Timisoara 4 Radenko Rajić VIŠSS TEHNIKUM TAURUNUM, Nade Dimić 4, Zemun - Beograd 5 Ivan Radetić Pro-Ing, Zaplanjska 86, Beograd Izdavački savet Br. Ime i prezime Preduzeće, adresa 1 Aleksandar Dedić Šumarski fakultet Beograd, Kneza Višeslava 1, Beograd 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 Naftna industrija Srbije, RN Pančevo, Spoljnostarčevačka 199, Pančevo 6 Vojislav Genić Siemens IT Solutions and Services 7 Goran Bogićević JKP Beogradske elektrane, Savski nasip 11, Novi Beograd 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 1 Dimitrije Đorđević Termoenergetika, V.J. 1/IV, Lučani 13 Dorin Lelea Universitatea Politehnica dintimisoara, Facultatea de Mecanica, B-dul M. Viteazu 1, Timisoara 14 Dušan Elez ATM Control Beograd, Bulevar Mihajla Pupina 19, Novi Beograd 15 Zoran Bogdanović Pionir Beograd, Fabrika Subotica, Senćanski put 83, Subotica 16 Zoran Nikolić Messer Tehnogas, Banjički Put 6, Beograd 17 Ilija Kovačević Pro-Ing, Zaplanjska 86, Beograd 18 Ljubiša Vladić JKP Beogradske elektrane, Savski nasip 11, Novi Beograd 19 Marko Malović Messer Tehnogas, Banjički Put 6, Beograd 0 Miloš Banjac Mašinski fakultet Beograd, Kraljice Marije 16, Beograd 1 Miroslav Stanojević Mašinski fakultet Beograd, Kraljice Marije 16, Beograd Mihajlo Milovanović NESTLÉ ICE CREAM SRBIJA Beograd, Banovački put bb, Stara Pazova 3 Nebojša Pantić Messer Tehnogas, Banjički Put 6, Beograd 4 Nenad Petrović LABELPRO, Carice Milice 11, Beograd 5 Nenad Ćuprić Šumarski fakultet Beograd, Kneza Višeslava 1, Beograd 6 Predrag Milanović Institut za hemiju, tehnologiju i metalurgiju, Njegoševa 1, Beograd 7 Rade Milenković Paul Scherrer Institut, WBBA 03, 53 Villigen-PSI, Switzerland 8 Radoje Raković Pro-Ing, Zaplanjska 86, Beograd 9 Saša Jakimov TRACO, Ljube Davidovića 55/6, Beograd 30 Suzana Mladenović Vatrosprem proizvodnja, Kumodraška 40, Beograd 6 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

7

8 PT Inženjerska praksa Nenjutnovski fluidi u inženjerskoj praksi Nikola Budimir, Marko Jarić U procesnoj industriji (naftnoj, hemijskoj, prehrambenoj...) često je neophodno tretirati fluide koji se ne ponašaju kao idealni (njutnovski) fluidi. S obzirom da je kod takvih fluida (nenjutnovskih) odnos između intenziteta tangencijalnog napona i odgovarajuće brzine deformacije nelinearan, poznavanje navedene zavisnosti je od suštinskog značaja prilikom određivanja profila brzina strujanja u cevima i kanalima, njihovog optimalnog dimenzionisanja i izbora odgovarajuće strujne mašine (pumpe). Takođe, veoma je bitno da se do zadovoljavajućeg rešenja dođe korišćenjem jednostavnog matematičkog aparata, čime se smanjuje i mogućnost nastajanja greške tokom proračuna. Zbog toga je u ovom radu, u najkraćim crtama, prikazan zakon koji se najčešće koristi za opisivanje strujanja neidealnih fluida. Takođe, u prilogu rada su date i vrednosti parametara koji su neophodni za primenu ovog zakona, za neke od neidealnih fluida koji se mogu sresti u procesnim postrojenjima. Pomenuti zakon je stepeni zakon viskoznosti (Ostvald de Waele-ov zakon) koji daje vezu između tangencijalnih napona (τ y N/m) i odgovarajuće brzine deformacije (dw x /dy) u sledećem obliku [1]: n n-1 dwx dwx dwx x y = k $ c m = ; k $ c m E $ (1) dy dy dy gde su: n - indeks stepenog zakona, k - koeficijent. Na osnovu jednakosti (1) sledi da se prividna viskoznost može predstaviti u obliku [1]: n-1 dwx n a = k $ c m () dy 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]: 1/ n Dp n ( n+ 1)/ n w = c m d (3) 4 $ k$ l $ ^3n + 1h gde su: w, m/s - srednja brzina strujanja fluida, l, m - dužina deonice, Δp, Pa - pad pritiska pri strujanju fluida 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 strujanja pseudoplastičnih (n<1), Njutnovskih (n=1) i dilatantnih fluida (n>1). Za primenu ovog zakona neophodno je poznavati vrednosti parametara n i k koji se određuju eksperimentalno. Potrebno je naglasiti da se pri primeni ovog zakona posebna pažnja mora obratiti na opseg u kojem su definisani odgovarajući parametri, jer se u suprotnom mogu dobiti rezultati koji ne odgovaraju realnim. U prilogu (tabele 9) su prikazane vrednosti ovih parametara za neke od fluida koji se pojavljuju u procesnim postrojenjima. Primer 1 Njutnovski fluid čija viskoznost iznosi 0,1 Pa s struji kroz cev prečnika 5mm u dužini od 0 m, pri čemu pad pritiska na posmatranoj deonici iznosi 105 Pa. Za potrebe procesa ovom fluidu se dodaje mala količina polimera, koja fluidu daju svojstva nenjutnovskog fluida (n=0,33). Viskoznost novoformiranog fluida je ista kao i početne tečnosti i iznosi 1000 s-1. Ako pad pritiska na posmatranoj deonici ostane isti, koliko bi se promenio zapreminski protok tečnosti dodavanjem polimera? Rešenje S obzirom da je viskoznost njutnovskog fluida poznata biće: dw 1000 s dy x - c m = 1 Nepoznati parametar k kojim se definišu osobine nenjutnovskog fluida moguće je odrediti iz izraza (): -0,67 dwx n a = k $ c m dy Zamenom odgovarajuće vrednosti dobija se k n a = k $ ^1000h = = 0,1 kg/ m$ s 100 pa je k = 10 N s 0,33 /m² Veza između srednje brzine strujanja fluida i pada pritiska na posmatranoj deonici data je jednačinom (3). Za slučaj strujanja njutnovskog fluida srednja brzina strujanja u cevovodu iznosi ,05 w1 = c m $ $ = 0,9770 m/s 4$ 0,1$ 0 8 dok pri strujanju ne-njutnovskog srednja brzina iznosi w = c m $ $ 0,05 = 0,0636 m/s 4$ 10$ 0 1 pa je odnos brzina (protoka) w / w 1 = 0,0636/0,9770 = 0,065 Ukoliko bi brzina strujanja nenjutnovskog fluida iznosila 0,9770 m/s, tada bi pad pritiska na istoj deonice bio,49 puta veći nego pri strujanju njutnovskog fluida. 8 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

9 Inženjerska praksa PT Kada je reč o utvrđivanju pada pritiska pri turbulentnom strujanju nenjutnovskih fluida, ne postoji potpuno pouzdan metod za njegovo tačno određivanje. Eksperimentalna istraživanja su pokazala da fluidi koji pokazuju slične karakteristike pri laminarnom strujanju (bliske vrednosti koeficijenata n i k), ne moraju obavezno da imaju slične karakteristike i pri turbulentnom strujanju []. Poznato je da nenjutnovske karakteristike fluida više dolaze do izražaja pri laminarnim režimima strujanja, nego pri turbulentnim gde su inercijalne sile od primarnog značja. Zbog toga se utvrđivanje koeficijenta trenja pri turbulentnom strujanju može izvršiti na sličan način kao i kod idealnih njutnovskih fluida. Dodž (Dodge) i Mecner (Metzner) su godine eksperimentalno određivali koeficijent trenja pri turbulentnom strujanju nenjutnovskih fluida u glatkim cevima. Na osnovu ovih merenja određena je jednačina koja predstavlja generalizovanu formu Karmanove (Karman) jednačine [1]: 1 4 (1-( n/)) 0,4 = ` 0,75 j $ lg6 ReMR $ - c 1, m (4) f n n gde je: -n n n n t $ w $ d ReMR = 8 $ ` j $ - generalizovani 6$ n + k Rejnoldsov broj (uveli Mecner i Rid), ρ, kg/m3- gustina fluida. S obzirom da je jednačina (4) u implicitnom obliku, radi jednostavnijeg određivanja koeficijenta trenja često se koristi njen grafički 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 poseban oprez. Slika 1. Mecnerova i Ridova korelacija koeficijenta trenja i Rejnoldsovog broja Odstupanje rezultata dobijenih korišćenjem jednačine (4) od izmerenih vrednosti na ispitivanom opsegu (0,4 n 1) ne prelaze ±,5 %. Pored jednačine (4) za izračunavanje koeficijenta trenja mogu se koristiti i modifikacije Blazijusove relacije koje su predložili Jo (Yoo) i Irvin (Irvine). Na osnovu istraživanja sprovedenih u okviru doktorske disertacije [3] Jo je predložio jednačinu u sledećem obliku: f 0, 079 n 0,675 - = $ $ Re 0,5 MR (5) Korišćenjem navedene jednačine moguće je odrediti koeficijent trenja sa preciznošću od ±10%. Za n=1 (njutnovski fluid) ova jednačina se svodi na Blazijusovu. Irvin je u [4] predložio modifikaciju Blazijusove jednačine u sledećem obliku: 3- n n(3n+ ) 4-1 f = $ ; 7n c m ReMRE 7 3n + 1 (6) Poboljšanje u odnosu na relaciju koju je predložio Jo, ogleda se u njenoj tačnosti jer se njenim korišćenjem može odrediti koeficijent trenja sa preciznošću od ±7%. Za razliku od jednačine koju su predložili Dodž i Mecner, obe navedene jednačine su praktične za inženjersku upotrebu s obzirom da daju eksplicitnu vezu između koeficijenta trenja i karakterističnih veličina ReMR i n. Treba naglasiti da rezultate koji su dobijeni korišćenjem jednačine (6) treba uzeti s rezervom ukoliko su dobijeni za fluide koji pokazuju elastična svojstva. Kritična vrednost Rejnoldsovog broja (Re MR,cr ) kojom se određuje prelaz iz laminarnog u turbulentni režim strujanja može se odrediti prema izrazu: n Re, n 1 MR cr = $ ^ + h n ^3$ n + 1h + (7) Većina eksperimentalnih istraživanja ukazuje da se prelaz iz laminarnog u turbulentni režim najčešće odvija pri vrednostima Re MR =000. Određivanje gubitaka usled trenja pri turbulentnom strujanju nenjutnovskih fluida istraživao je i čitav niz drugih istraživača. Šever (Shaver) i Meril (Merril) su 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 koeficijenta trenja pri turbulentnom strujanju nenjutnovskih fluida prema različitim autorima Opseg za n Rejnoldsov broj Koeficijent trenja Jed. 0,4 1,0 -n n -n n n t $ w $ d ReMR = n n t $ w $ d 8 $ ` j $ ReMR = 8 $ ` j $ 6$ n + k 6$ n + k (4) n 0,5 1,0 Re n -n n d $ w $ t 4 0,079 = n-1 c m f = 8 $ k 3$ n + 1 n 5,63 $ ReSM10,5 (8) SM n 0, 0,9 Re 1-n 3$ n + 1 n -n d $ w $ t 6 $ ` j = $ n 1 k n $ n + 1 $ ` j f n = 4$ lg^ret $ f h -0,4 (9) T 0,7 0,8 Re n -n d $ w $t 1 453, -n 0, 45 $ n 75, = n- = 1 $ lg^recl $ f h $ k f n n (10) Cl Primer Transportovanje šampona gustine ρ=1050 kg/m3 (9,5% mas ) do linije za pakovanje vrši se kroz cevovod DN 3 (Ø38 x,6 mm) dužine l=85 m. Ako je brzina strujanja fluida kroz cevovod w=1,3 m/s, odrediti pad pritiska koji je potrebno da pumpa obezbedi na posmatranoj deonici. PROCESNA TEHNIKA decembar

10 PT Inženjerska praksa Rešenje: U skladu sa (7) kritična vrednost Rejnoldsovog broja iznosi + 0, Re 0, ,619 MR, cr = $ 0,619 1 $ ^ + h + = ^ + h Pri navedenoj brzini strujanja od w=1,3 m/s, vrednost Rejnoldsovog broja iznosi ,,, Re 8, , , 619 $ $ MR = $ c m $ = 6$ 0, , = 447 na osnovu čega se može zaključiti da je strujanje fluida u cevovodu turbulentno. Koristeći jednačinu (4) dobija se da koeficijent trenja iznosi f=0,0073, na osnovu čega je moguće odrediti pad pritiska na posmatranoj deonici prema jednačini: $ f$ l$ t $ w $ 0, 0073 $ 85 $ 1050 $ 13, D p = = = d 0038, = Pa. 0,67 bar Tabela. Vrednosti parametara n i k za neke od proizvoda prehrambene industrije [6] [7] [8] Fluid Temperatura, K n k, Pa s n Sok od pomorandže , , , , ,0008 Koncentrat soka od pomorandže 63 0,705 14, ,585 4,11 Puter od jabuka - 0,15 00 Puter od kikirikija - 0, Pire od jabuka 98 0,3 9, ,35 7, ,341 7,1437 Pire od kajsija 300 0,3 0,4 5 0 Pire od banana ,33 0, Pire od guave 96,5 0,5 40 Pire od papaje 300 0,5 10 Pire od breskve 300 0, Pire od šargarepe 98 0,5 5 Pire od krušaka 300 0,4 0,5 1 5 Pire od šljiva 87 0, Kaša od paradajza - 0,5 15 Kaša od manga , Sos od jabuka 300 0,3 0,45 1 Koncentrat paradajza (5,8% suve materije) 305 0,6 0, Kečap 95 0,4 33 Majonez 98 0, Čokolada 303 0,5 0, ,574 0,57 Šlag - 0,1 400 Jogurt 93 0,5 0,6 5 Maršmalov krem - 0,4 560 Mlevena riblja pašteta ,910 8,550 Piletina (mlevena) 96 0, Senf 98 0,39 18,5 Tabela 3. Vrednosti parametara n i k za mleveno meso u zavisnosti od njegovog sastava [8] Masti %mas Proteini %mas Vlaga %mas Temperatura, K n k, Pa s n , ,3 18,7 1,9 65,9 88 0, ,0,5 1,1 63, 88 0,09 49, ,4 57,5 88 0, , 33,8 9,50 54,5 88 0, ,3 45,0 6,90 45,9 88 0,73 14,00 45,0 6,90 45,9 88 0,685 17,9 67,3 8,9 1, ,05 306,8 Tabela 4. Vrednosti parametara n i k za mleko [7] [8] Fluid Temperatura, K n k, Pa s n Homogenizovano mleko 93 1,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, Sirovo mleko 73 1,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0,00080 Tabela 5. Vrednosti parametara n i k za pojedine vrste meda [8] Udeo čvrste Vrsta meda materije, %mas Temperatura, K n k, Pa s n Heljda 18,6 98 1,0 3,86 Zlatošipka (dremljevica) 19,4 97 1,0,93 Žalfija 18,6 99 1,0 8,88 Slatka detelina 17,0 98 1,0 7,0 Bela detelina 18, 98 1,0 4,80 Tabela 6. Vrednosti parametara n i k za biljna ulja [8] Sirovina za dobijanje ulja Temperatura, K n k, Pa s n Ricinus 83 1,0, ,0 0, ,0 0, ,0 0,0169 Kukuruz 98 1,0 0, ,0 0,0317 Pamuk 93 1,0 0, ,0 0,0306 Seme lana 33 1,0 0, ,0 0,0071 Maslina 83 1,0 0, ,0 0, ,0 0, decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

11 Inženjerska praksa PT Nastavak tabele 6. Vrednosti parametara n i k za biljna ulja [8] Sirovina za dobijanje ulja Temperatura, K n k, Pa s n Kikiriki 94 1,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0, ,0 0,068 Uljana repica 73 1,0, ,0 0, ,0 0,096 Šafranika 98 1,0 0, ,0 0,086 Susam 311 1,0 0,034 Soja 303 1,0 0, ,0 0, ,0 0,0078 Suncokret 311 1,0 0,0311 Tabela 7. Vrednosti parametara n i k za pojedine vrste polimera [6] Vrsta polimera Temperatura, K n k, Pa s n Polietilen velike gustine (HDPE) ,6 3,75 6, 103 Visokootporni (HIP) polistiren , 3,5 7,5 104 Polistiren ,5 1,5 4,5 104 Polipropilen ,40 4, Polietilen male gustine (LDPE) ,45 4,3 9,4 103 Najlon ,65 1,8,6 103 Pleksiglas (PMMA) ,5, Polikarbonat ,65 0,8 1 8,5 103 Tabela 8. Vrednosti parametara n i k pojedinih sredstava za ličnu higijenu i negu [6] [9] Fluid Temperatura, K n k, Pa s n Lak za nokte 98 0, Maskara 98 0,4 00 Pasta za zube 98 0,8 10 Krema za sunčanje 98 0,8 75 Krema za lice 98 0,45 5 Ulje za negu kože 98 0, 5 Šampon (9,5 %mas vode) ,619 0,085 Šampon (89,6 %mas vode) ,67 0,035 Šampon (86,1 %mas vode) ,7568 3,3357 Tabela 9. Vrednosti parametara n i k [10] Fluid Temperatura, K n k, Pa s n Ljudska krv 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, Literatura [1] Coulson M. J., Richardson F.J., Chemical Engineering, vol 1, Butterworth-Heinemann, Oxford, [] Heywood, N. I. and Cheng, D. C.-H., Comparison of methods for predicting head loss in turbulent pipe flow of non-newtonian fluids, Trans Inst. Measurement and Control 6 (1984) 33. [3] Yoo, S. S., Heat transfer and friction factors for non- Newtonian fluids in circular tubes, Ph.D. Thesis, University of Illinois, Chicago (1974). [4] Irvine, T. F., A generalized Blasius equation for power law fluids, Chem. Eng. Comm. 65 (1988) 39. [5] Leal B. A., Calçada A. L., Scheid M. C., Non-Newtonian fluid flow in ducts: friction factor and loss coeficients, Second Mercosur Congress on Chemical Engineering, Rio de Janeiro, 005. [6] R. P. Chhabra,J.F. Richardson, Non-Newtonian Flow and Applied Rheology: Engineering Applications, nd edition, Elsevier, Oxford, 008. [7] Rozzi S.,, Heat treatment of fluid foods in a shall and tube heat excangers: comparison between smooth and helically corrugated wall tubes, Journal of Food Engineering, 79, str , 007. [8] Steffe, J.F., Rheological Methods in Food Process Engineering, Freeman Press, East Lansing, Michigan, USA, 199. [9] M. Karsheva, S. Georgieva, G. Birov, Flow behaviour of two industrially made shampoos, Journal of the University of Chemical Technology and Metallurgy, Sofia, p.33-38, 005. [10] H. A. Barnes, J. F. Hutton, K. Walters, An introduction to rheology, Elsevier, Amsterdam, Autori Nikola Budimir, Inovacioni centar Mašinskog fakulteta Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16, Beograd nbudimir@mas.bg.ac.rs tel: 064/ Zaposlen je u Inovacionom centru Mašinskog fakulteta u Beogradu, u svojstvu naučnog saradnika. Na Mašinskom fakultetu 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 finansiralo Ministarstvo za nauku. Do sada je objavio 15 radova (časopisi sa SCI liste, međunarodni časopisi i kongresi, domaći časopisi i kongresi). Marko Jarić, Inovacioni centar Mašinskog fakulteta Univerziteta u Beogradu d.o.o., Kraljice Marije 16, Beograd tel: 063/ mjaric@mas.bg.ac.rs Doktorirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 011. na katedri za procesnu tehniku. Od jula 006. zaposlen je u Inovacionom 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 finansiralo 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

12 PT Inženjerska praksa Osnovna termofizička svojstva tečnih naftnih frakcija Srbislav Genić, Branislav Jaćimović, Petar Kolendić, Vojislav Genić Fizička i hemijska svojstva fluida 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 fluida. Ove publikacije se mogu svrstati u dve grupe: publikacije u kojima se prikazuju svojstva fluida u obliku izmerenih veličina pri određenim uslovima (najčešće su u pitanju članci u specijalizovanim časopisima) i publikacije u kojima se na bazi teorijskih ili empirijskih modela svojstva fluida prikazuju u obliku jednačina ili tabela (poznati primeri za ovakve publikacije su [1] ili []) 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 ugljovodonika. U industriji postoji veliki broj uređaja koji se koriste u proizvodnji, transportu i skladištenju poluproizvoda ili finalnih 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 fitinzi; 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. Projektovanje postrojenja i dimenzionisanje navedenih uređaja, kao i optimalni rad proizvodnih postrojenja, zahtevaju detaljno poznavanje svojstava radnih fluida (sirove nafte i njenih frakcija odnosno proizvoda). U oblasti naftne industrije, ali i za mnoge druge potrebe, vrše se detaljna ispitivanja različitih svojstava nafti i naftnih frakcija i ovaj posao obavljaju specijalizovane ili akreditovane laboratorije. Najvažniji literaturni izvor koji sadrži podatke o svojstvima nafte i naftnih frakcija je API Technical Data Book Petroleum Refining [3], a u poslednje vreme se dosta citira i [4]. 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 nafte i naftnih frakcija Svojstva nezavisna od temperature Svojstva koja zavise od temperature Gustina na standardnim uslovima Karakterističnetemperature (normalnatačkaključanja,tačka topljenjaitačkatečenja,tačka paljenja i tačka gorenja) Sastav višekomponentne mešavine i molarna masa Veličinestanjaukritičnojtački (kritičnatemperatura,pritisaki zapremina) Karakterizacioni parametri (Votsonov, C-H odnos, viskozno-gravitaciona konstanta, itd.) Ostaliparametri:anilinskatačka, faktoracentričnosti,indeksrefrakcijenareferentnimuslovima Gustina Ravnotežnipritisakpare (napon pare) Ravnoteženisastaviodnosi (tačka rose,para tečnost,gas tečnost, fugitivnost, itd.). Toplotna (termička)svojstva entalpija,toplotnikapacitet, toplotapromenefaze (očvršćavanja, topljenja,isparavanja,kondenzacije),toplotnamoć (toplota sagorevanja) Transportnasvojstva-viskoznost, toplotnaprovodnost,koeficijent difuzije Površinski napon Povremeno su inženjerima potrebni podaci o naftnim frakcijama bazirani na svega nekoliko poznatih ili pretpostavljenih bazičnih veličina. U ovom radu su prezentovani jednostavni metodi za proračune osnovnih svojstava tzv. nespecifikovanih 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. 1 SVOJSTVA KOJA NE ZAVISE OD TEMPERATURE 1.1 Specifična gustina gustina na standardnim uslovima Gustina je definisana kao masa po jedinici zapremine fluida (ρ, kg/m³). Gustina je veličina stanja i zavisi od temperature, pritiska i sastava. Gustina tečnosti se smanjuje sa povišenjem temperature i pritiska. Efekat promene pritiska na gustinu je relativno mali pa se često zanemaruje. 1 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

13 Inženjerska praksa PT 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, 0 C ili 5 C, pa se to obično naznačava u indeksu (npr. ρ 0 C ili ρ 0 ). Relativna ili specifična 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 tt s t w = (1) tt w ili kao odnos gustine nafte ili naftne frakcije na referentnoj temperaturi u odnosu na gustinu vode na t w =4 C (ρ w,4 C =999,97 kg/m³) t tt tt stw = = 3 () tw, X064 X60 C 999, 97 kg/ m Postoji još jedna oznaka koja se veoma često koristi u naftnoprerađivačkoj i srodnom industrijama za specifičnu gustinu, kada je referentna temperatura 60 F odnosno 15,56 C t t15, 56cC SG = c m = (3) tw 999, 09 15, 56cC API gustina predstavlja još jedan način da se izrazi specifična gustina tečnosti. Definiše na osnovu jednačine 141,5 c API = - 131,5 (4) SG 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= Jednačina (4) se može zapisati i na sledeći način 141,5 SG = (5) capi + 131,5 1. 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 frakcije višekomponentna jedinjenja. U zavisnosti od načina izražavanja sastava mešavine moguće je izračunati osrednjene vrednosti tačke ključanja. Ako se osrednjavanje vrši preko molskih udela koristi se izraz n Tbmol, = / xi$ Tb, i (6) 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 i, kg i/kg) ili zapreminski udeo (ε i, m³ i/m³) pa se dobijaju os- rednjene temperature ključanja preko masenog udela n Tbmas, = / xu i$ Tb, i (7) i = 1 odnosno preko zapreminskog udela n Tbvol, = / fi$ Tb, i (8) i = 1 U daljem tekstu će se koristiti oznaka T b =T b,mol. 1.3 Votsonov karakterizacioni parametar Votsonov karakterizacioni parametar (faktor) je u [5] definisan na sledeći način 1,8 $ T 1/3 b kw = ^ h (9) SG Votsonov karakterizacioni faktor je pokazatelj udela aromatičnih ugljovodonika u mešavini, pri čemu veće vrednosti faktora odgovaraju većem sadržaju zasićenih čistih i parafinskih komponenti. Vrednost k W je obično u opsegu 10 13, ali nisu neuobičajene i manje i veće vrednosti. Benzen, na primer, ima karakterizacioni faktor k W =10,0, dok heksan ima vrednost od k W =1,8. Za mešavinu ugljovodonika čiji je sastav poznat Votsonov karakterizacioni faktor je n kw = / xu i$ k Wi, (10) i = 1 gde su xu i (kg i/kg) maseni udeo i-te komponente, a k W,i Votsonov karakterizacioni faktor za tu komponentu. 1.4 Molarna masa Za izračunavanje molarne mase (M, kg/kmol) u opsegu T b = C i M= kg/kmol u [6] je data jednačina - M 1, T,196 - = $ $ SG 1,0164 b $ (11) a u [7] je ustanovljeno da jednačine (11) daje dobre rezultate i za više temperature. U [8] se navodi da je korelacija (11) precizna i za teške frakcije (C 50 ) sa M= kg/kmol. Prema [9] u opsegu T b = K i M= kg/kmol je data jednačina 1,6007 4,98308 M = 4,965 $ Tb $ SG $ (1) -4-3 $ exp^, 097$ 10 $ Tb- 7, 7871 $ SG+, 08476$ 10 $ Tb$ SGh U [10] je data korekcija jednačine (11) u obliku b 0, $ Tb M = 0 s4 (13) gde je eksponent Tb = 1, ,06486 $ lnc m (14) Tb a opseg primene jednačine je za T b = K, M= kg/kmol i s 4 0 =0,63 1, Kritični parametri (pritisak, temperatura, zapremina) U opsegu T b = C u [6] su date jednačine za izračunavanje kritičnog pritiska (p c, bar) i temperature (T c, K) 7 -,315,301 pc = 5,4580$ 10 $ Tb $ SG (15) PROCESNA TEHNIKA decembar

14 PT Inženjerska praksa 0, ,3596 Tc = 19,06 $ Tb $ SG (16) 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 p 1, T 3,86618 SG 4,448 c = $ $ b $ (17) Autori članka [9] preporučuju, u opsegu T b =7 343 C i M= kg/kmol, sledeće jednačine: 0, ,53691 Tc = 9,53 $ Tb $ SG $ (18) -4-4 $ exp^-9,314$ 10 $ Tb- 0,54444 $ SG+ 6,48 $ 10 $ Tb$ SGh 5-0,4844 4,0846 pc = 3,19584$ 10 $ Tb $ SG $ (19) -3-3 $ exp^-8, 505$ 10 $ Tb- 4, 8014$ SG+ 5, 749 $ 10 $ Tb$ SGh 3-5 0,7506-1,08 Vc ^m / kmolh = 6,049 $ 10 $ Tb $ SG $ (0) -3-3 $ exp^-, 64 $ 10 $ Tb- 0, 6404$ SG+ 1, 971 $ 10 $ Tb$ SGh SVOJSTVA KOJA ZAVISE OD TEMPERATURE U ovom članku će biti predstavljene jednačine za izračunavanje sledećih svojstava tečnosti: gustine; specifičnog toplotnog kapaciteta (c p, J/(kg K)); toplotne provodnosti (λ, W/(m K)); kinematske viskoznosti (ν, m²/s); toplote ključanja (Δh, kj/kmol)..1 Gustina Promena gustine sa temperaturom se prema [11] može izračunati pomoću izraza tt- tref =-^,34-1,9 $ tth (1) t- t ref što znači da je gustina na proizvoljnoj temperaturi ref,34 $ t tref t = t - ^ - h t () 1-0,0019 $ ^t - trefh gde je ρ ref gustina na referentnoj temperaturi t ref, C.. Specifični toplotni kapacitet U [5] je data sledeća jednačina cp = $ SG+ ^6,14-,306 $ SGh $ t@ $ $ ^0055, $ kw + 035, h (3) koja prema TEMA standardima važi u intervalu t = C. Nešto novijeg datuma je jednačina iz [1] ,389 $ t cp = (4) SG.3 Toplotna provodnost Toplotna provodnost tečnih naftnih frakcija se, po pravilu, ne menja značajnije sa porastom temperature i u [13] je preporučena jednačina 117 m = $ ^1-0,00054 $ th (5) t15cc U novije vreme se u [14] pojavila jednačina SG m =, 54 $ ` j 0,5-0, 0144 (6) T koju su autori korelisali za mešavine u opsegu T b =347,6 749,8K i SG=0,7310 1, Viskoznost Viskoznost naftne frakcije nepoznatog sastava je u [15] definisana u zavisnosti od raspoloživih podataka o tački ključanja, specifičnoj gustini i kinematskoj viskoznosti na referentnoj temperaturi. Ako je poznata viskoznost ν ref (mm²/s) na temperaturi T ref (K), tada se viskoznost na proizvoljnoj temperaturi izračunava pomoću izraza lnln^ T o+ 0,8h= lnln^oref + 0,8h- 3,7 $ lnc m (7) T U slučaju kada su na raspolaganju podaci o specifičnoj gustini i tački ključanja korelacija ima oblik 0. lnln^o + 08, h = 4,3414$ ^Tb $ SGh + 6,6913-3,7$ ln^th(8) Ukoliko je poznata samo tačka ključanja može se koristiti jednačina iz [17] lnln^ T o+ 0,8h= lnln^oref + 0,8h- 3,7 $ lnc m (9) T U jednačinama (7), (8) i (9) kinematska viskoznost je u mm²/s..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 =7 343 C i M= kg/kmol, iznosi D h = 9,76157 $ T 1,14086 SG 0, b $ (30) Noviji izvor [16] navodi da je za opseg T b =31,3 7,8K i M=44,094 4,8 kg/kmol pogodnija jednačina Tb D h = Tb$ `9549, + 14, 811$ ln Tb+ 1346, $ - M (31) 3 Tb -5 Tb - 0, 0666 $ , $ 10 $ + 19, 334 $ ln SGm 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 kg/kmol), naftnih smola ( kg/ kmol), parafina, 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). ref ref 14 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

15 Inženjerska praksa PT Vrste: M-40, M-100, M-00, brodski mazut Fizičko-hemijska svojstva mazuta zavise od hemijskog sastava sirove nefte i stepena odvajanja lakih frakcija. Uobičajena svojstva mazuta su sledeća: viskoznost iznosi 8 80 mm/s (na 100 C), specifična gustina 0,876 1,0 ( API 30,0 10,0), a tačka očvršćavanja C, tačka ključanja je viša od 60 C, napon pare na 1 C je niži od 700 Pa, sadržaj sumpora je 0,5 3,5%mas, pepela do 0,3% mas, a donja toplotna moće je 41 43,5 kj/m3. Temperatura potrebna za lagerovanje mazuta je obično C, temperatura transporta mazuta cevovodima je C, a potrebna temperatura na gorioniku je viša od 100 C (u ekstremnim slučajevima čak 180 C). 3. Zagrejač mazuta primer proračuna svojstava Prema zahtevu investitora mazut protoka o m =51 t/h treba da se zagreje od t p =60 C do t k =180 C pomoću pregrejane vodene pare apsolutnog pritiska p 1 =17, bar i početne temperature t 1p =90 C. Vodena para se kondenzuje, a kondenzat na izlazu iz aparata je ključala voda na pritisku p 1 =17, 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: specifična gustina je SG=0,980, Votsonov karakterizacioni broj je k W =11,. Na osnovu Votsonovog karakterizacionog broja se dobija osrednjena molarna temperatura ključanja pomoću jednačine (9) 3 3 ^kw $ SGh ^11,$ 0,980h Tb = = = 734,6 K 1,8 1,8 odnosno t b =461,5 C. Prema zadatim podacima referentna gustina se dobija pomoću jednačine (3) 3 t15,56 cc = SG $ tw,15,56cc = 0,980 $ 999,09 = 979 kg/ m a gustina na t=60 C je prema () 34. $ t t $ 60 15, 56 t = t - ^ - h - ^ - h t = = 956 kg/ m $ ^t - trefh $ ^60-15, 56h ref ref 3 Specifični toplotni kapacitet je prema (3) cp = $ SG+ ^6, 14-, 306 $ SGh$ t@ $ ^0, 055$ kw + 0, 35 cp = $ 098, + ^6, 14-, 306$ 0, 98h $ 60@ $ $ ^0, 055 $ 11, + 0, 35h = 185 J/( kg$ K) odnosno prema (4) , 389 $ t , 389$ 60 cp = = = 1907 J/( kg$ K) SG 0,98 Toplotna provodnost prema (5) iznosi m = $ ^ 1-0, $ th= $ ^ 1-0, $ 60 h t15cc 979 = 0, 116 W/( m$ K) dok je prema (6) SG 098, m =.54 $ ` j - 0, 0144 =.54 $ c m T 73, = 0, 13 W/( m$ K) 05, 05, - 0, 0144 h gde je ρ 15 C =979 kg/m³ izračunato pomoću jednačine (). Na osnovu jednačine (8) kinematska viskoznost je 0. o = exp" exp6 4, 3414 $ ^Tb $ SGh + 6, , 7$ ln^th@,-0, 8 0. o = exp" exp $ ^734,6$ 0,98h + 6, $ ln^73, h@, - 0,8 = 53, mm / s Ako se za izračunavanje viskoznosti koristi jednačina (9) dobija se 0.5 o = exp" exp6 0, 3408 $ Tb + 13, 479-3, 7$ ln^th@,-0, 8 0,5 o = exp" exp6 0,3408 $ 734,6 + 13,479-3,7$ ln^73,15+ 60h@, - 0,8 = 8,6 mm / s Za potrebe proračuna razmenjivača toplote svojstva su prikazana u tabeli. Tabela Svojstvo Jednačina t, C ρ, kg/m³ () c p, kj/(kg K) (3) (4) λ, W/(m K) (5) 0,116 0,11 0,108 (6) 0,13 0,11 0,104 ν, mm²/s (8) 53, 7,88,79 (9) 8,6 5,45,15 Nakon dimenzionisanja izrađen je specifikacioni list razmenjivača toplote. Literatura [1] Poling B. E., Prausnitz J. M., O Connell J. P., The Properties Of Gases And Liquids, McGraw-Hill Professional, 000. [] Vasiljević B., Banjac M., Priručnik za termodinamiku - tabele i dijagrami, Mašinski fakultet, Beograd, 010. [3] API Technical Data Book - Petroleum Refining, American Petroleum Institute (API), Washington, DC, [4] Riazi M. R., Characterization And Properties Of Petroleum Fractions, ASTM International, 005. [5] Watson K., Nelson E., Improved Methods For Approximating Critical And Thermal Properties Of Petroleum Fractions, Ind. Eng. Chem., vol. 5, pp , [6] Riazi M. R., Daubert T. E., Simplify Property Predictions, Hydrocarbon Processing, vol. 59, no. 3 (March), pp , [7] Whitson C. H., Characterizing Hydrocarbon Plus Fractions, Soc. Petrol Engrs. J., vol. 3, pp , [8] Tovar L. P., Wolf-Maciel M. R., Batistella C. B., Maciel-Filho R., Medina L. C., Computational Approach for Studying Physicochemical Properties of Heavy Petroleum Fractions, 0th European Symposium on Computer Aided Process Engineering ESCAPE0 [9] Riazi M. R., Daubert T. E., Characterization Parameters For Petroleum Fractions, Ind. Eng. Chem. Res., vol. 6, no. 4, pp , PROCESNA TEHNIKA decembar

16 PT Inženjerska praksa [10] Goossens A. G., Prediction Of Molecular Weight Of Petroleum Fractions, Industrial And Engineering Chemistry Research, vol. 35, 1996, pp [11] Denis J., Briant J., Hipeaux J. C., Lubricant Properties Analysis And Testing, Editions Technip, Paris, [1] Gambill, W. R., You Can Predict Heat Capacities, Chemical Engineering, June [13] Cragoe C. S., Thermal Properties Of Petroleum Products, Miscellaneous Publication No. 97, U. S. Department of Commerce, 199. [14] Aboul-Seoud A., Moharam H. M., A Simple Thermal Conductivity-Temperature Correlation For Undefined Petroleum And Coal Liquid Fractions, Trans IChemE, vol. 77, Part A, May [15] Aboul-Seoud A., Moharam H. M., A Generalized Viscosity Correlation For Undefined Petroleum Fractions, Chemical Engineering Journal, vol. 7, pp , [16] Fang W., Lei Q., Lin R., Enthalpies Of Vaporization Of Petroleum Fractions From Vapor Pressure Measurements And Their Correlation Along With Pure Hydrocarbons, Fluid Phase Equilibria, vol., no. 1, pp , 003. [17] Mehrotra A. K., Chem. Eng. Res. Des., vol. 73, pp. 87, Autori Srbislav B. Genić, Mašinski fakultet Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16, tel: , faks: 011/ sgenic@mas.bg.ac.rs 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 postrojenja, na izradi studija, ekspertiza, veštačenja, itd. Objavio je preko 100 naučnih i stručnih radova i bio učesnik u više desetina projekata i studija finansiranih od strane nadležnih Ministarstava. Branislav M. Jaćimović, Mašinski fakultet Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16, tel: 011/ bjacimovic@mas.bg.ac.rs Zaposlen na Mašinskom fakultetu Univerziteta 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 radova i bio učesnik u više desetina projekata i studija finansiranih od strane nadležnih Ministarstava. Petar I. Kolendić, Mašinski fakultet Beograd, Kraljice Marije 16, tel: , faks , pkolendic@mas.bg.ac.rs 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 finansiranih od strane MNT Republike Srbije, homologacijama i atestnim ispitivanjima. 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 disertacije iz oblasti istraživanja parametara transporta toplote kod orebrenih hladnjaka i zagrejača. Vojislav Genić, Siemens IT Solutions and Services, Pariske komune, Beograd Tel dgenic@sbb.rs Na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu diplomirao 199, 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 direktora, da bi 008. postao podpredsednik i član uprave ComTrade Group, Predsednik uprave i direktor ComTrade IT Solutions and Services. Od 010. zaposlen u Siemens IT Solutions and Services. Rukovodio je kompanijama sa do 1000 zaposlenih, bavio se strateškim i finansijskim planiranjem i realizacijom planova, upravljanjem operacijama i prodajom, te organizacijom rada u preduzećima. 16 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

17 Inženjerska praksa PT SPECIFIKACIONI LIST ZA DOBOŠASTI RAZMENJIVAČ TOPLOTE OZNAKA APARATA ZM-1 Strana 1/ Namena aparata: Zagrevanje mazuta pomoću vodene pare Tip aparata po TEMA: BEU Klasa aparata po TEMA: R Površina za razmenu toplote: m Komada: 1 Broj prolaza kroz cevi: Broj prolaza kroz međucevni prostor: 1 PERFORMANSE APARATA Međucevni prostor Cevni prostor Tok sa tehnološke šeme (Ulaz/Izlaz) Mazut Vodena para Ukupni protok kg/h Gas (Ulaz/Izlaz) kg/h 577 Tečnost (Ulaz/Izlaz) kg/h Temperatura (Ulaz/Izlaz) C Gustina kg/m³ ,89 867,87 Dinamička viskoznost mpa s 50,85,41 0,0199 0,1464 Molarna masa kg/kmol 18,0 Specifični toplotni kapacitet kj/(kg K) 1,85,75,88 4,357 Toplotna provodnost W/(m K) 0,13 0,104 0,0451 0,668 Latentna toplota kj/kg 1474,7 1941,8 Radni pritisak bara 8 17, Brzina strujanja m/s 0,35 6,57 Pad pritiska kpa,10,337 Otpori usled zaprljanja m² K/kW 0, ,00009 Temperatura komprimovanog fluida ( C) Srednja temperaturska razlika: 64,17 C Koeficijent prolaza toplote: 391,6 W/(m² K) KONSTRUKCIJA APARATA Međucevni prostor Cevni prostor Proračunski pritisak bar 9 19 Ispitni pritisak bar 1 5 Proračunska temperatura C Materijal izolacije Debljina izolacije mm Materijal cevi: CS Broj cevi: 30 U Korak: 4 mm 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: 6 mm Materijal pregrada: CS Debljina: 5 mm Tip: segmentna Broj poprečnih pregrada: 38 Rastojanje između pregrada: 18 mm Visina okna: 6% Zaptivač: Vijci: Navrtka: Dodatak usled korozije Međucevni prostor: 1 mm Cevni prostor: 1 mm Masa razmenjivača - praznog: 3680 kg Masa razmenjivača - punog: 570 kg Standard za mehaničke proračune: SRPS PROCESNA TEHNIKA decembar

18 PT Inženjerska praksa SPECIFIKACIONI LIST ZA DOBOŠASTI RAZMENJIVAČ TOPLOTE OZNAKA APARATA ZM-1 Strana / SKICA APARATA PRIKLJUČCI Oznaka Kom. DN Tok Namena A 1 15 Ulaz toplijeg fluida B 1 50 Izlaz toplijeg fluida C 1 15 Ulaz hladnijeg fluida D 1 15 Izlaz hladnijeg fluida NAPOMENE 18 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

19

20 PT Inženjerska praksa Pregled formula za određivanje gubitaka pri strujanju fluida, kroz cevi i fitinge Aleksandar Tomović, Milica Lazović, Marko Malović Pri strujanju fluida kroz cevovod dolazi do smanjenja strujne energije fluida zbog savlađivanja otpora na koje nailazi tokom strujanja. Ovo smanjenje strujne energije se ogleda u disipaciji mehaničke energije na toplotu, usled viskoznih svojstava strujnog fluida. Nauka koja proučava vezu između naponskog i deformacionog stanja kontinuuma naziva se reologija. Opšta reološka zavisnost u cevovodu prikazana je funkcijom xrx = f^co rxh (1) koja se za Njutnovske i nenjutnovske fluide može prikazati stepenom funkcijom n xrx = k $ ^co rxh () Na slici 1 prikazana je jednačina (), za sledeće slučajeve: ako je n=1, fluid je Njutnovski; nenjutnovski fluid sa n>1 je dilatantni, a ako je n<1 fluid je pseudoplastičan. Bingamov fluid je fluid kome je potrebno zadati odgovarajući početi smičući napon τg da bi postao tečljiv. x rx = n$ co rx (4) na osnovu koje se može doći do sledeće zavisnosti poznate kao Hagen-Poiseuille-ova jednačina 18 $ n $ L$ mo L D ptr = 4 = f $ $ t $ w (5) r $ D D gde je f koeficijent trenja 64 f = (6) Re a Re Rejnoldsov broj w$ D$ t Re = (7) n Nenjutnovski fluidi Pri strujanju ovih fluida važi relacija za napon. n xrx = n$ ^ c h rx (8) prema kojoj se dobija 1 xw n n 3n+ 1 mo = r $ ` j $ ` j $ R n (9) m$ R 3$ n + 1 Jednačina (9) može se svesti u bezdimenzioni oblik korišćenjem 64 f = (10) Re pl Re pl 7-3n -n $ t $ mo = n -n 4-3n 3$ n + 1 m$ r $ D $ ` j n (11) Bingamovi fluidi Pri strujanju ovih fluida važi relacija za napon. x = x + n 3 $ ^c h (1) rx g rx Slika 1. Reološki dijagram 1 Određivanje pada pritiska usled trenja U praksi određivanje ukupnog pada pritiska u sistemu se svodi na sabiranje gubitaka pritiska usled trenja i lokalnih otpora na koje fluid pri strujanju nailazi Dp = Dptr + Dplok (3) 1.1 Koeficijent trenja pri laminarnom strujanju fluida Njutnovski fluidi Pri strujanju ovih fluida važi relacija dok je zapreminski protok određen Buchingam-Reinerovom formulom r$ R 4 1 m 3 $ x 4 w xg xg o = ; 1 - $ + ` j E (13) 4 $ n3 3 xw 3 xw Odgovarajući bezdimenzioni parametri dati su jednačinama (14), (15), (16) He 1 He f = $ ; 1 + $ - $ 3 7E (14) Re3 6 Re3 3 f $ ( Re3) Re 3 D$ w$ t = n3 D $ t$ x He = n3 g (15) (16) 0 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

21 Inženjerska praksa PT 1. Koeficijent trenja pri turbulentnom strujanju fluida Kako se turbulentna strujanja uglavnom ne mogu opisati teorijski, to se za njihovo definisanje koriste eksperimentalno dobijeni podaci. Njutnovski fluidi Koeficijent trenja pri turbulentnom strujanju Njutnovskih fluida zavisi od Rejnoldsovog broja i relativne hrapavosti zida cevi ε/d. Ovaj koeficijent može se očitati sa Moody-evog dijagrama za Fanning-ov koeficijent trenja [5]. Turbulentni deo Moody-evog dijagrama se opisuje Colebrook-ovom jednačinom 1,51 =- f $ log; + E (17) f 3,7 $ D Re f Kada je Rejnoldsov broj dosta veliki, drugi sabirak u zagradi možemo zanemariti, pa tako dobijamo koeficijent trenja pri razvijenom turbulentnom strujanju (18) 1 =- $ log8 f B (18) f 3,7 $ D Jednačina koja opisuje ceo Moody-ev dijagram jeste Churchill-ova jednačina [], a ovde ćemo je prikazati kao jednačine (19), (0) i (1) f = 8 $ ; ` j E (19) Re ^A+ Bh 1 A =,457 $ ln 0,9 > f ` 7 j + f ph 0,7 $ Re D (0) B = ` j (1) Re Nenjutnovski fluidi Prema [3] koeficijent trenja izračunava se prema jednačinama (11), ()-(7) f = ^1 - ah$ fl + a /8 () 6 ft + f L ft f = 64 (3) Re pl 0, 068 $ n + Re pl -0,5 = 1/(1,87,39 $ n) - 4 0,414+ 0,757 $ (-5,4 $ n) Tr = n 1, 79 $ 10 $ Re pl $ c (4) (5) 4 a = D (6) 4 D = Re pl - Re plc (7) Vrednost Rejnoldsovog broja na prelazu iz laminarnog u turbulentni režim strujanja se određuje prema jednačini Re plc = $ (1- n) (8) Bingamovi fluidi Koeficijent trenja pri strujanju Bingamovih fluida se određuje prema izrazima (9)-(3) f 4 ( f m 1/ L f m m = $ + T ) (9) = 10 Re3 a ft 0,193 (30) -5 (-,9$ 10 a =- 14,7$ ^1+ 0,146e He ) h (31) m = 1,7 + (3) Re Napomena Prethodno razmatrani Darcy-jev koeficijent trenja (f) je četiri puta veći od Fanning-evog koeficijenta trenja (F) koji se najčešće koristi u inženjerskim proračunima. f = F/4 (33) 1.3 Određivanje pada pritiska usled trenja Određivanje pada pritiska usled trenja, fluida koji protiče kroz cev unutrašnjeg prečnika D na deonici dužine L, vrši se prema jednačini L t $ w D pt = p $ $ (34) D Određivanje pada pritiska usled lokalnih otpora - Metod K.1 Gubici energije pri strujanju fluida kroz cevovod Prilikom strujanja fluida kroz fitinge, zavisno od tipa fitinga može doći i do promene pravca strujanja fluida. Uticaj trenja se poistovećuje sa trenjem kroz pravu cev, dužine jednake dužini fitinga, a dodatni pad pritiska se definiše na osnovu uticajnih faktora K. Ovaj dodatni pad pritiska fizički predstavlja smanjenje dinamičkog pritiska strujanja fluida.. Određivanje faktora K Prilikom strujanja fluida kroz cevovod srednjom brzinom w, dinamički pritisak iznosi t $ w pd = (35) pa će visina stuba te tečnosti, proporcionalna pritisku biti w H d = (36) g Kada posmatramo koleno pad pritiska će biti posledica trenja, promene pravca strujanja fluida 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$ Hd (37) Odgovarajući pad pritiska usled lokalnog otpora dat je jednačinom Dplok = t $ g$ DH (38) PROCESNA TEHNIKA decembar

22 PT Inženjerska praksa Faktor K je bezdimenzioni parametar. On zavisi od Rejnoldsovog broja i geometrije fitinga, a ne zavisi od koeficijenta trenja, niti geometrije sistema. Ovaj faktor za primenu u K metodu se određuje prema formuli K1 0, 054 K = + K3 $ c1 + m (39) Re D Preporučeni koeficijenti K 1 i K za neke fitinge dati su u tabeli 1. Naredni slučajevi odstupaju od datih u tabeli 1 i za njih se faktor K određuje prema formuli (40) K1 K = + K Re 3 (40) 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; 1 K3 =,91 $ ^1 -b h $ c 4-1m b gde je β odnos otvora priključka i unutrašnjeg prečnika cevi. Slika. Suženje cevovoda Prema [8] faktor K se izračunava za suženje i proširenje prikazane na slikama i 3 prema jednačinama (41), (4), (44), (45), a ukupni pad pritiska prema (43) i (46). Ako je θ 45 tada je 0,8 $ sinc i m $ ^1 - b h K = 4 (41) b Ako je 45 θ 180 tada je 0,5$ ^1 - b h $ sin^i/h K = 4 b (4) Promena pritiska daje se formulom t$ w t1$ w1 D plok = $ ( K - 1) + (43) Ako je θ 45 tada je,6 $ sinc i m$ (1 - b ) K = 4 b Ako je 45 θ 180 tada je (44) Slika 3. Proširenje cevovoda 1 K = ^ - b h 4 (45) b Promena pritiska daje se formulom t$ w t1$ w1 D plok = $ ( K - 1) + (46) gde parametar β predstavlja odnos manjeg i većeg prečnika. d1 b = (47) d Tabela 1. Parametri za K metod Tip fitinga Opis K 1 K Kolena 90 Standardno(R/D=1), sa navojem 800 0,4 Standardno(R/D=1), sa prirubnicom/ zavaren 800 0,5 Dugi radijus(r/d=1,5), svi tipovi 800 0,0 Segmentno, 1 segment, ugao ,15 Segmentno, segmenta, ugao ,35 Segmentno, 3 segmenta, ugao ,30 Segmentno, 4 segmenta, ugao, ,7 Segmentno, 5 segmenata, ugao ,5 Kolena 45 Standardno(R/D=1), svi tipovi 500 0,0 Dugi radijus(r/d=1,5), svi tipovi 500 0,15 Segmentno, 1 segment, ugao ,5 Segmentno, segmenta, ugao, ,15 Kolena 180 Standardno(R/D=1), sa navojem ,60 Standardno(R/D=1), sa prirubnicom/ zavaren ,35 Standardno(R/D=1,5), svi tipovi ,30 T-račve Standardni, sa navojem 500 0,70 korišćene kao koleno Dugi radijus, sa navojem 800 0,40 Standardni, sa prirubnicom ili zavaren 800 0,80 Direktno zavarena račva ,00 Prolaz kroz glavni tok Sa navojem 00 0,10 T-račve Sa prirubnicom ili zavaren ,50 Direktno zavarena račva 100 0,00 Ventili Bez promene veličine preseka, β=1, ,10 pregradni, kuglasti Sa promenom veličine preseka, β=0, ,15 Sa promenom veličine preseka, β=0, ,5 Ravni zaporni ventil Standardni ,00 Ravni zaporni ventil Ugaoni ili Y-tip 1000,00 Sa dijafragmom Pregradni tip 1000,00 Leptir 800 0,5 Nepovratni Podižući ,00 Sa klapnom ,5 Sa spuštajućim diskom ,5 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

23 Inženjerska praksa PT.3 Zavisnost K od Rejnoldsovog broja i dimenzija fitinga Teorijski, faktor K treba da bude isti za sve fitinge slične geometrije, međutim, za isti tip fitinga, K je veće za fitinge 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 prikazana razlomkom 1 / D, kojim se uzima u obzir promena unutrašnjeg prečnika fitinga. 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 proporcionalna vrednosti Rejnoldsovog broja. Oznake a [/], parametar; A [/], parametar; B [/], parametar; D [m], unutrašnji prečnik cevi; F [/], Fanning-ov koeficijent trenja; f [/], Darcy-ev koeficijent trenja; f L [/], koeficijent trenja pri laminarnom strujanju; f T [/], koeficijent trenja pri turbulentnom strujanju; f Tr [/], koeficijent trenja u prelaznom režimu; g [m/s²], gravitaciono ubrzanje; L [m], dužina cevi; m, koeficijent proporcionalnosti, koji predstavlja dinamičku viskoznost fluida u izrazima koji se odnose na nenjutnovske fluide, dok je u izrazima za izračunavanje koeficijenta trenja pri strujanju Bingamovih fluida bezdimenzioni parametar; n [/], eksponent u izrazu za napon nenjutnovskih fluida; He [/], Hedstrom-ov broj; Re [/], Reynolds-ov broj; Re pl [/], Reynolds-ov broj nenjutnovskih fluida; Re plc [/], Reynolds-ov broj nenjutnovskih fluida na prelazu s laminarnog na turbulentno strujanje; Re [/], Reynolds-ov broj Bingamovih fluida; p [Pa], pritisak; 3 mm o [ / s], zapreminski protok; rv, vektor položaja fluidnog delića u odnosu na centar cevi; R [m], poluprečnik cevi; w [m/s], srednja brzina strujanja fluida kroz cev; α [/], bezdimenzioni parametar; - co [ s 1 rx ], brzina deformacije; ε [/], hrapavost zida; µ [Pa s], koeficijent dinamičke viskoznosti; µ [Pa s], koeficijent dinamičke viskoznosti Bingamovog fluida; ρ [kg/m³], gustina fluida; τ g [N/m²], granični napon nakon kojeg Bingamov fluid počinje da teče, tj. napon tečenja; τ rx [N/m²], smičući napon u pravcu ose h upravan na ravan u kojoj leži vektor položaja rv; τ w [N/m²], smičući napon na zidu cevi; ΔP [Pa], promena generalisanog pritiska; Δp [Pa], pad pritiska fluida u pokretu; Δp t [Pa], pad pritiska usled trenja; Δp lok [Pa], pad pritiska usled lokalnih otpora; H d [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 001. [] Churchil S. W., Friction Factor Equation Spans all Fluid-Flow Regimes, Chem. Eng., November [3] Darby R., Chang H. D., A Generalized Correlation for Friction Loss in Drag-reducing Polymer Solutions, AIChE J., 30, [4] Darby R., Chang H. D., A Friction Factor Equation for Bingham Plastics, Slurries and ѕuspensions for all Fluid Flow Regimes, Chem. Eng., December, [5] Darby R., Fluid Mechanics for Chemical Engineers, Vol., Marcel Dekker, New York, 001. [6] Anuar I., Bachok N., Power-law Fluid Flaw on a Moving Wall, European Journal of Scientific Research, vol. 34, no.1, pp.55-60, 009 [7] Hooper W., The Two-K Method Predicts Heat Losses in Pipe Fittings, Chem. Eng., August, [8] Datta A., Process Engineering and Design Using Visual Basic, Taylor & Francis Group, New York, 008. Autori Aleksandar Tomović, Student prve godine Master akademskih studija na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu, Odsek Procesna tehnika i zaštita životne sredine. Telefon: aleksandar.tomovic@hotmail.com Milica M. Lazović, student prve godine Master akademskih studija na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu, Odsek Procesna tehnika i zaštita životne sredine. Telefon: milicalazovic@yahoo.com Marko M. Malović, Messer Tehnogas AD, Beograd, Banjički put 6, Telefon: marko.malovic@ messer.rs Diplomirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 010. godine na Odseku za procesnu tehniku. Od decembra 010. zaposlen je u preduzeću Messer Tehnogas AD gde je angažovan na poslovima projektovanja procesnih postrojenja. Radio je na izradi više tehničkih dokumentacija i projekata. PROCESNA TEHNIKA decembar

24 PT Inženjerska praksa Analiza primene različitih vrsta fosilnih goriva u kotlovskim ložištima Mirjana Stamenić, Novica Paunović Gorive materije predstavljaju supstance koje sagorevanjem oslobađaju određenu količinu toplote [1]. Opšta podela fosilnih goriva data je u tabeli 1. Tabela 1. Opšta podela goriva [1] Prema Prema stepenu prerade agregatnom PRIRODNA GORIVA PRERAĐENA GORIVA stanju Čvrsto Tečno Gasovito drvo, treset, ugljevi (lignit, mrki, kameni, antracit), gorivi škriljci, uljani pesak nafta prirodni zemni gas drveni ugalj, briketi, polukoks, koks i dr. benzin, petroleum, dizelmotorsko gorivo, mazut, alkoholi ter i dr. rafinerijski, 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), prema primeni. Odabir i način na koji se različite vrste goriva sagorevaju u gorionicima/ložištima predstavlja veoma kompleksnu problematiku. Većina postojećih jedinica ima ograničenu fleksibilnost u pogledu sagorevanja alternativnih goriva. Odabir novih jedinica u kojima se odvija sagorevanje goriva vrši se na taj način da su investicioni troškovi minimalni, 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). 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 efikasnosti uređaja koji sagorevaju gas u odnosu na uređaje koji sagorevaju druge tipove goriva (posebno tečna goriva). Veća efikasnost 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 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 sagorevanjem 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 efikasnost pri sagorevanju gasa niža od efikasnosti 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 klasifikuju kao srednje teška i teška lož ulja jeste mogućnost sniženja temperature dimnog 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, definiše se minimalna temperatura dimnog gasa, što je uslov za sprečavanje pojave niskotemperaturske korozije u dimnim kanalima kotla/ložišta. Tečna goriva naftnog porekla 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 klasifikaciju i karakteristike ulja za loženje. Uopšteno posmatrano, tečna goriva klasifikovana prema srpskom standardu SRPS ISO 816-0, klasa F mogu biti []: 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 8); avionski benzini: avionski benzin AB 80/87, avionski benzin AB 100/130 i avionski benzin AB 100 LL; 4 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

25 Inženjerska praksa PT 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 D, dizel DS, 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 destilatna 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 namenjeno 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. Tabela. Kriterijumi koje moraju zadovoljiti ulja za loženje EVRO EL, EVRO S i ulje NSG [] Karakteristika 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 SRPS ISO 719 Viskoznost, najviše 0 C,5-6 Čvrsto 100 C SRPS ISO 3104/ASTM D 445 Viskoznost na drugoj temperaturi * mm²/s upisuje se upisuje se upisuje se SRPS ISO 3104/ASTM D 445 Tačka tečenja, najviše C -9/0** 45 SRPS ISO 3016 Destilacija 90% (V/V), najviše C 370 SRPS EN ISO 3405 Boja oranž Vizuelno Indikator (Solvent Yellow 14), najmanje mg/l 15 SRPS B.H8.065 Voda i talog, najviše %vol 0,15 1,00 1,00 SRPS B.H8.150 Pepeo, najviše %mas 0,0 0,0 0,15 SRPS EN ISO 645 Ugljenični ostatak, najviše %mas 0,30*** 10,00 8,00 Donja toplotna vrednost, najmanje MJ/kg 4,00 40,00 40,50 *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: 11,93 # D15 HU = 5,9 - -0,9 # ~ () S 1000 Gde je: D 15 - gustina na 15 C u kg/m³, ω (S)- sadržaj sumpora u % (m/m), H U - donja toplotna vrednost u MJ/kg. SRPS B.H8.051/ SRPS ISO ASTM D/4868/ računski prema formuli iz Napomene 1 PROCESNA TEHNIKA decembar

26 PT Inženjerska praksa Ulja za loženje navedena u tabeli 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. Osnovna svojstva lož ulja koja determinišu način njihove primene su sledeća: 1. Viskoznost označava potrebno vreme izraženo u sekundama za koje zapremina od 60 cm3 ulja protekne kroz otvor standardne veličine pri definisanoj 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 [] Karakteristika 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 SRPS ISO 719 Viskoznost, najviše 0 C,5-6 Čvrsto 100 C SRPS ISO 3104/ASTM D 445 Viskoznost na drugoj temperaturi * mm²/s upisuje se upisuje se upisuje se SRPS ISO 3104/ASTM D 445 Tačka tečenja, najviše C -9/0** 45 SRPS ISO 3016 Destilacija 90% (V/V), najviše C 370 SRPS EN ISO 3405 Boja crvena Vizuelno Indikator, najmanje mg/l 15 SRPS B.H8.065 Voda i talog, najviše %vol 0,15 1,00 1,50 SRPS B.H8.150 Pepeo, najviše %mas 0,0 0,0 0,0 SRPS ISO EN 645 Ugljenični ostatak, najviše %mas 0,30*** 1,00 15,00 Donja toplotna vrednost, najmanje MJ/kg 4,00 40,00 39,00 *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: 11,93 # D15 HU = 5,9 - -0,9 # ~ () S 1000 Gde je: D 15 - gustina na 15 C u kg/m³, ω (S)- sadržaj sumpora u % (m/m), H U - donja toplotna vrednost u MJ/kg. SRPS B.H8.051/SRPS ISO ASTM D 4868/ računski prema formuli iz Napomene1 Ulja za loženje iz tabele prema važećem Pravilniku na domaće tržište mogu se staviti samo iz domaće proizvodnje i to do 31. decembra 01. godine. Glavna prednost primene lakog ulja u odnosu na srednje teško i teško ulje za loženje je lakše rukovanje budući da nema potrebe za zagrevanjem goriva radi transporta i kontrolom 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 razlika u ceni između lakih i teških ulja. moraju se navesti tip instrumenta i temperatura. Universal ima najmanje otvore i koristi se za lakša ulja.. 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 C; najniže tačke paljenja težih ulja su od 90 C. 3. Tačka stinjavanja ili tačka tečenja je najniža temperatura pri kojoj ulje teče pri standardnim us- 6 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

27 Inženjerska praksa PT lovima, i približno je do 3 C iznad temperature očvršćavanja. Poznavanje tačke tečenja je neophodno radi definisanja kapaciteta grejača za zagrevanje rezervoara za skladištenje ovog goriva, temperature koje se moraju održavati u instalaciji, kao i potreba 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, rukovanje i čuvanje pepela, opremu za prečišćavanje dimnog gasa i održavanje opreme. Operativne uštede sa trenutnim cenama 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 efikasnosti je niži zbog postojanja dodatnih gubitaka (usled mehaničke i hemijske nepotpunosti sagorevanja, propadanja 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;. 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 klasifikaciju; 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. 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;. 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 obezbede optimalan odnos gorivo/vazduh i brzine na izlazu iz gorionika; 5. uvođenje dodatnih kola ili profilisanih 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 efikasnost i uštede kod kotlovskih postrojenja koja u svojim ložištima sagorevaju sprašeni ugalj. Primer: 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 kapacitet kotla je 43,93 MW, dok u radnim uslovima kotao radi pri opterećanju od 37,78 MW. Prosečna cena goriva iznosi $1,4 po GJ. Analiza: Na dijagramu A u okviru nomograma prikazanog 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 PROCESNA TEHNIKA decembar

28 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. Autori Mirjana Stamenić, Mašinski fakultet Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16 tel: mstamenic@mas.bg.ac.rs. Slika 1. Nomogram za definisanje ušteda na godišnjem nivou smanjenjem gubitaka usled nesagorelog ugljenika u pepelu [3] Zaposlena kao asistent na Katedri za procesnu tehniku na Mašinskom fakultetu u Beogradu od 010. Diplomirala je i magistrirala 005. na Odseku za procesnu Mašinskog fakulteta u Beogradu. Održava auditorne vežbe iz više predmeta na OAS i DAS studijskim programima. Stručni ispit je položila 005., a licencu odgovornog projektanta je stekla 006. Autor je većeg broja naučnih radova objavljenih u domaćim i međunarodnim časopisima. Učestvovala je u izradi većeg broja tehničkih dokumentacija, projekata koje je finansiralo nadležno ministarstvo, kao i više međunarodnih projekata koji su finansirani od strane Evropske Komisije i Agencije za međunarodnu saradnju Japana (JICA). 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 $ projektovana toplotna snaga 8760 S dij vrednost ostvarenih ušteda očitanih sa dijagama, S ostvarive realne uštede na osnovu realnog angažovanja postrojenja Tako se ušteda za ovaj primer može sračunati: Novica Paunović, Mašinski fakultet Univerziteta u Beogradu, Kraljice Marije 16 Rođen godine u Aranđelovcu. Osnovnu i srednju elektrotehničku školu (smer elektrotehničar računara) završio u Aranđelovcu sa odličnim uspehom. I u osnovnoj i u srednjoj školi proglašen za đaka generacije. Studije na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu upisao 006. godine. Dobitnik stipendije Ministarstva omladine i sporta za hiljadu najboljih studenata, stipendije ministarstva prosvete i opštine Aranđelovac. Trenutno u fazi izrade diplomskog rada. S=10,000$/god 37,78/43, /8760=175,40$/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, [] 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, decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

29

30 PT Inženjerska praksa SPECIFIKACIONI LIST PLOČASTI RAZMENjIVAČ TOPLOTE Strana 1/ Kompanija: Identifikacioni broj: Lokacija: Naša / vaša oznaka: Datum Ime i prezime Potpis Izradio Kontrola Odobrio Tip Broj aparata u rednoj vezi Ukupna toplotna snaga, W Veličina Broj aparata u paralelnoj vezi Ukupna površina, m PROCESNI PODACI ZA JEDAN RAZMENjIVAČ TOPLOTE Naziv fluida 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, m K/W Koeficijent prelaza toplote, W/(m K) Toplotna snaga, W Srednja temperaturska razlika, C Koeficijent prolaza toplote, W/(m K) Topliji fluid Hladniji fluid Ulaz Izlaz Ulaz Izlaz Radni Zaprljan Nezaprljan 30 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

31 Inženjerska praksa PT SPECIFIKACIONI LIST PLOČASTI RAZMENjIVAČ TOPLOTE Strana / KONSTRUKCIONI PODACI ZA JEDAN RAZMENjIVAČ TOPLOTE Topliji fluid Hladniji fluid Proračunski pritisak, bar Ispitni pritisak, bar Proračunska temperatura, C Dodatak na koroziju, mm Priključci - ulazni / izlazni, DN Masa praznog aparata, kg Masa aparata u radnom stanju, kg Ispitni fluid Masa aparata pri ispitivanju, kg Dimenzije rama KONSTRUKCIONI MATERIJALI Ploče Zaptivači Ram Anker vijci NAPOMENE Pripremio Vladimir Marković, dipl. maš. inž. Diplomirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 011. godine na Odseku za procesnu tehniku. Tema diplomskog rada bila je Grafičko predstavljanje tehnoloških procesa. PROCESNA TEHNIKA decembar

32 PT Inženjerska praksa Ugradnja i mehaničke karakterisitke talasastih kompenzatora prema EN Jelena Nikolić, Aleksandra Đerić, Talasasti kompenzatori su najosetljiviji deo opreme koja se postavlja na cevovode i posude pod pritiskom. Pogodni su za kompenzaciju pomeranja koja se javljaju u cevovodima usled temperaturskih dilatacija i naprezanja u cevovodima. Pomeranja koja se mogu javiti u cevovodima su pretežno aksijalna, ugaona i bočna (slike 1, i 3). Slika 1. Slika. Aksijalno pomeranje [1] Bočno pomeranje [1] Pri temperaturskim dilatacijama sile i naprezanja u cevovodima moraju ostati u dozvoljenim granicama a to se postiže ugradnjom kompenzatora. Kompenzator je obično napravljen od lima tanjeg od cevovoda na koji se postavlja, a mora da podnese iste promene temperature i pritiska. Izbor materijala kompenzatora zavisi od radnog medijuma, temperatura i naprezanja. Pravilan izbor materijala je važan zbog sigurnog i pouzdanog funkcionisanja kompenzatora. Najčešće korišćeni materijal za izradu kompenzatora je čelik Č457 (X6CrNiTi18-10 prema SRPS EN :003) 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. Podela kompenzatora: 1. Aksijalni kompenzatori;. 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 temperature -30 C do +300 C, a ako su priključci izrađeni od nerđajućih čelika namenjeni za rad na povišenim temperaturama onda je moguća njihova primena i za temperature Slika 3. Ugaono pomeranje [1] Slika 4. Primer aksijalnog kompenzatora sa prirubnicom [3] 3 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

33 Inženjerska praksa PT 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). Proračun čvrstoće i mehaničkih karakteristika kompenzatora prema standardu EN Prilikom projektovanja i izbora kompenzatora treba ispuniti sledeće zahteve: Slika 5. Primer aksijalnog kompenzatora sa komadom za zavarivanje [3] - odrediti nazivni pritisak, - izabrati materijal u skladu sa radnim medijumom, - izračunati opterećenja koje deluju na cevovod, - odrediti položaj oslonaca i vođica. Za proračun je uzet primer nespregnutog aksijalnog kompenzatora, 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 Č457 nazivnog prečnika DN80 (Ø86 x 0,5 mm). Postoje dva načina za formiranje talasaste cevi prilikom 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 izvedenog 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 = 0 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, -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 kompenzatora. 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 = broj mehova, - r i = mm poluprečnik nabora, - e = 0,5 mm debljina zida meha, - D i = 85 mm unutrašnji prečnik cevi, - l B = 50 mm dužina naboranog dela jednog meha, - L t = 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: ) A e w r 11,814 mm c = $ $ 6 + m$ ^r - h@ =, PROCESNA TEHNIKA decembar

34 PT Inženjerska praksa - Dozvoljeni naponi: Rp 171 f 1,0 t = c m = c m = 114 Nmm / 1,5 1,5 -radni uslovi Rp 40 f 1,0 T 8,57 Nmm / 1,05 1,05 T = c m = c m = - ispitni uslovi gde su: R p1,0t = 171 N/mm - napon tečenja na radnoj temperaturi R p1,0t = 40 N/mm - napon tečenja na ispitnoj temperaturi Slika 8. gde su: e * =n p e * =0,47 mm - korigovana debljina zida meha, p e * [mm] - ekvivalentna debljina zida jednog sloja meha, p 1 1 w * h $ h $ w 3 ep = ep$ 1- h $ = ^ h ^ h c m + h $ `1+ j G = 0,47 mm, Di Di e p [mm] debljina zida jednog nabora, e p = e, h=0 - uticajni koef. - Tab (I slučaj) standard EN 14917, r m = r i + e/ = + 0,5/ =,5 mm srednji poluprečnik nabora. - Efektivna površina meha: Ae = r $ Dm = 7854 mm, 4 gde je: D m = D i + e + w = 100 mm - srednji prečnik prevoja meha. - Koeficijenti: rm C1 = $ = 0,45, w rm C = $ = 0,6, * 1,1 $ Dm$ ep gde je: C 1 i C - koeficijenti potrebni za izračunavanje koeficijenata C p, C f i C d prema standardu EN i slikama , i , odakle sledi da su: C p = 0,65, C f = 1,5 i C d = 1,65. - Sila pritiska: F p = P A e = 6738,7 N. Poprečni presek aksijalnog kompenzatora - Proračunski faktor: P - l = $ r$ = 0,015 mm, K l 1 B$ B gde su: K B - krutost * 3 np e p 1 KB = r $ EB $ $ D 461, 17 Nmm /, 1 B N m $ c m $ = $ ^ - o h w C f E B = 1, MPa - modul elastičnosti za Č457 ν B = 0,3 - Poisonov koef. materijala meha za nerđajući čelik Opterećenja usled deformacija - Maksimalno stvarno opterećenje izazvano deformacijom: 104, $ s,o+ 0, 31 $ s,o $ sb,o + 041, $ sb,o ; sd = max* s 1 4 = $,i- $ 3 sb,i = max" 0,145;0,741, = 0,741, gde su: s, o = ln6^di+ $ wh/ ^Di+ $ h $ wh@ = 0111,, s, i = ln6di/ ^Di+ $ h $ wh@ = 0, e s 1 p,o bo, = lnc1+ m r = 0, 097, i,c e s 1 p,i bi, = lnc1+ m r = 1, 11. i,r Uslovi koji moraju biti ispunjeni pri proračunu čvrstoće kompenzatora r i ep => ri 1 mm ; kako je ri = mm uslov je ispunjen, D w r 8,33 w 4,5 3 i $ $ $ m & $ $ ; kako je w = 10 mm uslov je ispunjen, -15 βo +15 => q w w 180 bo = arcsin' - + `1- j + `1 - j1$ = 0 $ rm $ rm $ rm r uslov je ispunjen, q > max { (r ic + e); (r ir + e)} => q > 5 mm; kako je q = 9 mm uslov je ispunjen. Određivanje dodatnih dodatnih faktora i koeficijenata K d = za s d > 0, - faktor koji ne zavisi od temperature, * Re = $ Rp1,0 = 34 Nmm / - efektivna čvrstoća na radnoj temperaturi - faktori nestabilnosti pri savijanju: 1 w Kmb, = $ ` * j $ Cp = 147,1, $ np e p q$ Dm K, l = = 38,09, $ Ac - ostali uticajni koeficijenti: Lt k = min; c m;1e = 0,8, 1,5 $ Di$ ep Km,b d = 3 $ K = 19,,,l 34 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

35 Inženjerska praksa PT 4 a = 1+ $ d + 1- $ d + 4$ d = 7,86. uslov: P P si, kako je P = 0,858 MPa uslov je ispunjen. Granične vrednosti napona u zavisnosti od pritiska - Kružni membranski napon na delu za spajanje: ^Di+ eh $ Lt$ EB $ k v, t( P) = $ P =,54 N/ mm, $ 6 e$ ^Di+ eh $ Lt$ EB+ ec$ Dc$ Lc$ Ec $ k@ gde su: E c = E B ako predpostavimo da su meh i zavareni deo (L t ) od istog materijala, Č457, L c = L t = 8 mm usvojena vrednost, e c = 1 mm usvojena vrednost debljine prstena za ojačavanje, D c = D i + e + e c = 87 mm srednji prečnik dela sa prstenom za ojačavanje. Uslov: σ θ,t (P) f, kako je f = 114 N/mm² i σ θ,t (P)=,54 N/mm² uslov je ispunjen. - Napon po obodu dela ojačanog prstenom (slika 8. desni deo): Dc $ Lt$ Ec $ k v i, C( P) = $ P = $ 6 e$ ^Di+ eh$ Lt$ EB+ ec$ Dc$ Lc$ Ec $ k@ = 3,34 Nmm /, uslov: σ θ,c (P) f c, kako je f c = 114 N/mm² i σ θ,c (P)=3,34 N/mm² uslov je ispunjen. - Dozvoljeni ispitni pritisak da ne dođe do nestabilnosti u ravni: P si,t = 1,35 P si =,56 MPa, uslov: PT P si,t, kako je PT = 0,858 MPa uslov je ispunjen. Naponi usled aksijalnog pomeranja - Napon u pravcu meridijana: * EB$ ^eph v mm, ( Tq) = 3 $ Tq = 7,1 N/ mm, $ w $ Cf gde su: 1 T q = $ x = 0,5 mm -ekvivalentno aksijalno pomeranje meha N$ nb x = ± 5 mm predpostavljena vrednost izduženja/sabijanja po mehu (izduženje). - Napon pri savijanju: * 3 EB$ ep vmb, ( Tq) = $ $ Tq = 50,8 N/ mm. $ ^1- $ o h w $ Cd - Ekvivalentni napon: veq = 0,7 $ 6vmm, ^Ph+ vmb, ^Ph@ + 6vmm, ^Tqh+ vmb, ^Tqh@ = = 604,65 Nmm /. - Napon na krajevima meha: 1 q$ Dm+ Lt$ ^Di $ eh v i, E( P) = $ $ P = 50,08 N/ mm, 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 q$ Dm ( P) P 38,09 N / mm v i, I = $ $ =, Ac uslov: σ θ,i (P) f, kako je f = 114 N/mm² i σ θ,i (P)=38,09 N/mm² uslov je ispunjen. - Napon na mehu u pravcu meridijana: w ( P) P 9,13 N / mm v mm, = * $ =, $ e - Napon pri savijanju: 1 w v mb, ( P) = $ ` * j $ Cp $ P = 16,3 Nmm /, $ np e p uslov: σ m,m (P)+ σ m,b (P) K f f; K f = 3 - za samovočene kompenzatore, kako je 135,36 34 uslov je ispunjen. Ograničenja zbog nestabilnosti u ravni - Unutrašnji radni pritisak koji je dozvoljen da bi se izbegle nestabilnosti: * 0,57 $ Re Psi = = 1,896 Nmm /, K, l $ a Ciklusi usled aksijalnog pomeranja - Dozvoljen broj ciklusa: 3, Nalw = = 15,01 $ 10, f Eo $ veq - p 80 EB uslov 370 N alw 10 6 je ispunjen. Gde je: E o = E B - modul elastičnosti meha za Č457 na sobnoj temperature, dato standardom. Proračunom određen dozvoljen broj ciklusa uvek treba da bude veći od stvarnog broja ciklusa N spe N alw. Postavljanje kompenzatora prema standardu EN Prilikom izbora kompenzatora treba odrediti i položaj vođica i oslonaca. Slika 9. Primer rasporeda vođica i oslonaca [1] - Rastojanje od kompenzatora do prve vođice ili oslonca: L 1 4 DN L L 1 30 mm - Rastojanje između sledeće dve vođice: L 14 DN PROCESNA TEHNIKA decembar

36 PT Inženjerska praksa L L 110 mm - Maksimalno moguće rastojanje između dve vođice: r E$ J Lg # $, mm, b Fi$ SL gde su: S L = 3 stepen sigurnosti preporučen standardom, r J e D 1, 10 m = $ $ 7 4 mp = $ - moment inercije poprečnog preseka cevi, D mp = D i + e = 85,5 mm - srednji prečnik cevi, β = 0,7 faktor vođenja za određenu cevnu deonicu usvojen 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 koeficijent 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 fluida pri najkriticnijim uslovima. - Maksimalno moguće rastojanje između dve vođice prema ovom standardu može se očitati i sa dijagrama (slika 10.) i iznosi Lg = 9 m. Slika 10. Maksimalno rastojanje između vođica [1] Zaključak Rezultati dobijeni proračunom odgovaraju uslovima postavljenim standardom EN Standard EN obuhvata takođe i proračune kompenzatora sa ojačanjem, torusne kompenzatore kao i opterećenja nastala u slučaju bočnog i ugaonog pomeranja koji nisu bili predmet ovog rada. Prilikom konstruisanja, proračuna i samog izbora kompenzatora treba uzeti u obzir i dodatna opterećenja koja ustanovljava sam proizvođač kao i spoljašnja opterećenja: - težina neoslonjenih cevovoda/opreme, - prednaprezanje cevi, - totalno pomeranje, - vremenski uslovi (sneg, vetar...), - vibracije izazvane od susedne opreme (pumpe, kompresori, mašine...), - udarno opterećenje (zemljotres, eksplozija...), -dinamičko opterećenje izazvano protokom radnog medijuma itd. Osim standarda EN koji se odnosi isključivo na konstruisanje i postavljanje kompenzatora na cevi i cevovodne sisteme proračun kompenzatora može se izvršiti i prema standardu EN koji se odnosi na posude pod pritiskom koje nisu izložene plamenu. Ovaj standard se odnosi na konstruisanje istih tipova kompenzatora i njihova pomeranja kao i standard EN Literatura [1] EN 14917:009 Metalni kompenzatori sa mehom za aparate pod pritiskom. [] SRPS M.E3.51:199 Unutrašnje gasne instalacije i postrojenja - Kompenzatori sa mehom. [3] Nikolić J., Đerić A., Petrović A., Analiza proračuna talasastih kompenzatora, 15. Simpozijum termičara Srbije, Zbornik radova, Sokobanja, 011. Autori Aleksandra Đerić, Inovacioni centar Mašinskog fakultetad.o.o., Kraljice Marije 16, Beograd Tel: adjeric@mas.bg.ac.rs Diplomirala na Mašinskom fakultetu u Beogradu 010. godine na Odseku za procesnu tehniku. Doktorant na Mašinskom fakultetu u Beogradu. Zaposlena kao istraživač saradnik u Inovacionom centru od februara 011 godine. Do sada objavila 3 rada. Jelena Nikolić, Inovacioni centar Mašinskog fakultetad.o.o., Kraljice Marije 16, Beograd Tel: jnikolic@mas.bg.ac.rs Diplomirala na Mašinskom fakultetu u Beogradu 010. godine na Odseku za procesnu tehniku. Doktorant na Mašinskom fakultetu u Beogradu. Zaposlena kao istraživač saradnik u Inovacionom centru od februara 011 godine. Do sada objavila 3 rada. 36 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

37

38 PT Inženjerska praksa U današnjim industrijskim pogonima još uvek dominira tzv. fiksna auto matizacija tj. visokoautomatizovane proizvodne linije namenjene velikoserijskoj proizvodnji. Mašine i organizacija proizvodnje su specijalno projektovani za fabrikovanje određenog proizvoda. Rentabilnost ovakve proizvodnje počiva upravo na velikim 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 svojstvenu 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 fiksne automatizacije. Tako se došlo do pojma fleksibilne automatizacije koja omogućava česte izmene proizvodnog programa tj. proizvodnju različitih proizvoda bez menjanja opreme koja u proizvodnji učestvuje. Fleksibilni proizvodi sistemi 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 efikasnost 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 elementarne 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 fleksibilnih tehnoloških sistema Ekonomskom analizom fleksbilnih tehnoloških sistema se: utvrđuje sastav i veličina troškova i ekonomski efekat 38 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA Slika. Područja integralnog poslovanje alatima

39 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

40 PT Inženjerska praksa Slika 5. Decentralizovani hijerarhijski model upravljačkog sistema FTS 40 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

41 Inženjerska praksa PT Autor Predrag S. Pravdić Mašinski fakultet Kragujevac, Katedra za industrijski inženjering, Sestre Janjić 6, Kragujevac tel Završio mašinski fakultet u Kraljevu 006. na Katedri za proizvodnu tehnologiju. Sledeće godine je upisao doktorske studije na Mašinskom fakultetu u Kragujevcu na katedri za industrijski inženjering sa podusmerenjem Inžinjerska ekonomija. Odbranio je pristupni rad pod nazivom Unapređenje efektivnosti procesa primenom BSC-a i trenutno radi na doktorskoj disertaciji. Objavio je preko dvadeset i pet naučnih i stručnih radova vezanih za kvalitet, troškove, menadžment i procese. Trenutno živi i radi u Trsteniku kao spoljni konsultant u vezi kvaliteta za različite firme i predaje kao asistent na Tehničkom fakultetu strukovnih studija na smeru za proizvodno mašinstvo. PROCESNA TEHNIKA decembar

42 PT Inženjerska praksa Metodologija proračuna podzemnih cevovoda Miša Jočić, Nikola Jaćimović, Nemanja Karabasil OPostoje 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, specifična opterećenja cevovoda, seizmička opterećenja i posebne zahteve za bezbednost. Ukopani cevovodi, naročito cevovodi za transport ugljovodonika, 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. 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 projektovanju podzemnih cevovoda potrebno obratiti više pažnje na kritične aspekte proračuna. Ključni izazov kod proračuna podzemnih cevovoda je, osim određivanja uticaja dejstva unutrašnjeg pritiska fluida 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 fluida, 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. 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 dobro razumevanje osnovnih problema. Literatura [] 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 [], prema ALA (American Lifelines Alliance). U suštini, postoje dve osnovne vrste proračuna: jedan je lokalna analiza, a drugi je termička analiza. Lokalna analiza određuje adekvatnost proračuna u pogledu lokalnih deformacija (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. 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 pojavljuju 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. 1. 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 ). 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 () 4 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

43 Inženjerska praksa PT 3 Ps Pp = $,5, Pa d $ r $ H $ 81+ ` j B H () Slika 1. Stub zemlje iznad cevi.1 Provera ovalnosti Usled uticaja statičkog i dinamičkog opterećenja podzemna cev teži da promeni oblik (slika 3). Ova promena može da se kvantifikuje u pogledu deformacije prema modifikovanoj formuli koju je postavio Ajova (Iowa) (3). D y D K P = l $ $ D ^E$ Iheq 3 + 0,061 $ El (3) R gde su: Δy, mm, deformacija cevi; D, mm, spoljašnji prečnik cevi; D 1, 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, m 4 /m, moment inercije poprečnog preseka cevi sveden na jedinicu dužine cevi; I=t 4 /1 t, mm, debljina zida cevi; R, m, spoljašnji poluprečnik cevi; E, MPa, modul reakcije zemlje. 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. Provera na preopterećenje Posle definisanja osnovnih opterećenja, treba izvesti proveru adekvatnosti strukture. Sledeći odeljci se bave ovim problemom. Slika 3. Deformacija cevi usled statičkog i dinamičkog opterećenja Krutost zida cevi (E I) eq je suma krutosti same cevi, unutrašnje (indeks l) i spoljašnje obloge (indeks c) cevi (4). ^E$ Ih eq = E$ I+ El$ Il+ Ec$ Ic (4) Slika. Opterećenje cevi usled koncentrisanog opterećenja na površini Ovako izračunata deformacija se poredi sa dozvoljenom deformacijom. Dozvoljena vrednost deformacije zavisi od materijala cevi i može se odrediti primenom različitih standarda. Na primer, prema [3] za cevi od ugljeničnog čelika dozvoljena je deformacija od 3%.. 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

44 PT Inženjerska praksa usled uticaja dinamičkih opterećenja. Napon savijanja u zidu cevi (σ bw, MPa) može da se sračuna na osnovu jednačine (5). Dy t v bw = 4 $ E $ $, MPa (5) D D Slika 4. Napon savijanja u zidu cevi.3 Kritično opterećenje koje dovodi do izvijanja prstena Pod izvijanjem prstena podrazumeva se pojavljivanje lokalnih nabora kao što je prikazano na slici 5. Izvijanje može da rezultuje naprsnućem cevovoda i samim tim i curenjem, pa ga stoga treba izbeći. Kritično opterećenje na izvijanje može da se odredi izrazom (6). 1 ^E$ Iheq Prb = $ 3 $ Rw $ Bl $ El $ 3, MPa (6) S D gde su: P rb, MPa, kritični napon koji dovodi do izvijanja prstena; S, stepen sigurnosti; R w, faktor potiska vode; B,empirijski koeficijent za elastične oslonce. Stepen sigurnosti iznosi: S=,5 za odnos H/D ; S=3,0 za odnos H/D<. Faktor potiska vode može da se odredi prema izrazimu (7). hw Rw = 1-0,33 $ ` j, 0 1 hw 1 H (7) H gde je h w,m razdaljina od slobodne površine podzemne vode do vrha cevi. Empirijski koeficijent za elastične oslonce prema [7] iznosi 1 Bl = H 1 + `- $ j 4$ (8) e 0,065 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 tendencijom da je izbaci na površinu (slika 6). Osnovna pretpostavka koja je potrebna de bi se odredila najveća potisna sila je ta da je ukopana cev prazna tokom ugradnje i testiranja. Stoga, potisna sila koja deluje na cev ispod slobodne površine podzemne vode (slika 7) iznosi Fb = Ww- 6 Wp+ Wc+ ( Pv- tw$ g$ hw) $ D@, Nm / (9) gde su: F b, N/m, sila potiska po jedinici dužine cevi; W w, N/m, težina vode koju cev istisne po jedinici dužine cevi; W p, N/m, težina cevi po jedinici dužine cevi; W c, N/m, težina sadržaja cevi po jedinici dužine cevi; ρ w, kg/m³, gustina vode. Ako je cev ispod slobodne površine podzemne vode, pritisak zemljišta se može izračunati kao: Pv = tw$ g$ hw+ Rw$ t$ g$ H (10) Slika 5. Lokalno izvijanje prstena Slika 6. Sile koje deluju na cev kada se ona nalazi ispod slobodne površine podzemne vode 44 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

45 Inženjerska praksa PT 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). Fb $ L -6 v bf = 1.$ $ 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. 4 Naprezanje usled termičkog širenja 4.1 Proračun prema ALA - Guidelines for Design of Buried Steel Pipes Prema [] aksijalno naprezanje kao i reakcije u fiksnim 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 (1). 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 naprezanja 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. 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 koeficijenta trenja i ukupne normalne sile koja po celom obimu cevi. Slika 8 pokazuje raspodelu sila. vt = E$ a$ ^T-T 1h -o$ vh (1) gde su: σ t, MPa podužni napon usled temperaturske razlike; α, K -1, koeficijent termičkog širenja materijala cevi; T, K( C) maksimalna radna temperatura; T 1, K( C) temperatura pri ugradnji; v, Poasonov koeficijent 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). D v h = p $ (13) $ t gde je p, MPa unutrašnji pritisak u cevi. Aksijalna sila u cevi, odnosno aksijalna sila u osloncu usled termičkog širenja cevi iznosi F A 10 6 a = vt$ $, N (14) gde je A, m² površina poprečnog preseka cevi. Slika 7. Slika 8. Sila potiska koja deluje na deo cevi nalazi ispod slobodne površine podzemne vode Raspodela normalnih sila koje deluju na cev PROCESNA TEHNIKA decembar

46 PT Inženjerska praksa fax = n $ ( W+ W+ Wp+ Wc), N/ m (15) odnosno f H D D t D g, N/ m 4 ax = n$ 8 $ t$ $ + r$ $ $ tp+ ` r j$ $ t fb $ (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 f 1 45 g H D tan {, Nm / tr = $ t $ $ ^ + h $ ` c + j (17) gde je φ,, ugao trenja. Slika 9. Slika 10. Pasivni pritisak zemljišta usled horizontalnog pomeranja cevi 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 plastičnu fazu, kada otpor ostaje konstantan bez obzira na pomeranje. Krutost zemljišta može da se izračuna deljenjem sila definisanim jednačinama (19) i (0) sa pomeranjem (Y d, m) koje je definisano izrazom Yd = 0,015 $ ^H+ Dh, m (18) Odavde aksijalna krutost po dužini cevi iznosi K ax fax =, N/( m$ m) (19) Yd dok bočna, odnosno transverzalna krutost po dužini cevi iznosi ftr Ktr =, N/( m$ m) (0) Yd 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 faktor 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 fleksibilnom spojevima, kao što je na primer preklopni spoj) glavni faktori koji diktiraju dozvoljenu vrednost deformacije su pomeranje i rotacija spojeva. 5. Različiti modeli seizmičkog oštećenja Postoje tri osnovna tipa oštećenja podzemnih cevovoda usled seizmičkih aktivnosti. Ova oštećenja nastaju pre svega 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 (longitudinalna) 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 deformaciju tla u longitudinalnom pravcu. 46 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

47 Inženjerska praksa PT ograničavamo samo na efekte potresa tla. Potres tla je povezan 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 Vg f = a a $ C (1) s Slika 11. Podužna stalna deformacija tla Stalna deformacija tla predstavlja nepovratno pomeranje 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 1 je prikazana stalna deformacija tla u transverzalnom pravcu sa širenjem tla (l) i kretanjem označenim sa. Deformacije koje mogu da se jave u cevi usled stalne deformacije zemljišta su aksijalne i transverzalne deformacije, kao i savijanje cevovoda. gde su: ε a, aksijalna deformacija; V g, m/snajveća brzina površine zemljišta; α, faktor za procenu deformacije zemljišta u zavisnosti od prividne brzine rasprostiranja seizmičkih talasa (iznosi kada je u pitanju smičući talas, u suprotnom iznosi 1); C s, m/s, prividna brzina rasprostiranja seizmičkih talasa (konzervativna pretpostavka je vrednost od 000 m/s). Može da se pretpostavi da se aksijalne deformacije dobijene jednačinom (1) 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 Tu $ m fa # 4 $ A$ E () 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. Slika 1. 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 6 Zaključak 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. Najpouzdaniji 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

48 PT Inženjerska praksa uz to dodatno delovanje zemljišta kao opruge. Mora da se naglasi da i mala promena temperature, koja inače ne predstavlja problem kod nadzemnih cevovoda, može da bude odlučujuća pri analizi komponenti podzemnih cevovoda. Još jedna stvar koja odlikuje podzemne cevovode je drugačija seizmička analiza, bazirana na veoma drugačijim principima. Na neki način je očigledno da analiza podzemnih cevovoda zahteva posebnu stručnost. Ali jednom kada su osnovni principi savladani nije teško sprovesti pouzdan proračun. Literatura [1] Moser A.P., Buried Pipe Design, McGraw-Hill Inc., New York, 008. [] ALA, Guidelines for Design of Buried Steel Pipes, Joint Report by American Society of Civil Engineers (ASCE), Federal Emergency Management Agency (FEMA) and American Lifelines Alliance (ALA), 001. [3] API RP 110, 7th Ed., Steel Pipelines Crossing Railroads and Highways, American Petroleum Institute Publication, 007. [4] Peng L.C., Stress Analysis Methods for Underground Pipelines, Pipelines Industry, vol. 47, pp , [5] O Rourke, M.J., Hamdi, K.E., Analysis of Continuous Buried Pipelines for Seismic Wave Effects, Earthquake Engineering and Structural Dynamics, vol. 16, pp , 198. [6] Dash, S.R. and Jain S.K., An Overview of Seismic Considerations of Buried Pipelines, Journal of Structural Engineering, vol. 34, pp , 007. [7] AWWA Manual 11, Steel Pipe A Guide for Design and Installation, 004. [8] ASME B , Power Piping Autor Miša Jočić, PIPETECH Jocic u Badenu, Švajcarska, tel: , m.jocha@gmail.com Profesionalni inženjer sa preko 9 godina iskustva u svim poljima projektovanja procecnih postrojenja u Evropi, Australiji, i na Bliskom Istoku. Radio na projektovanju i analizi cevovodnih sistema, projektovanju i izradi dokumentacije posuda pod pritiskom, razmenjivača toplote i skladišnih rezervoara, pripreme inženjerskih specifikacija i nadzor na gradilištu. Koristi više kompjuterskih softvera za analizu naprezanja i fleksibilnosti 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 fleksibilnosti cevovodnih sistema primenom softvera CAESAR II. Autor Karabasil Nemanja, Tel: 060/ karabasiln@yahoo.no 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 008 godina. Nikola Jaćimović, tel: 063/ njacimovic@hotmail.com Diplomirao je na Mašinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu 010. godine na Katedri za procesnu tehniku. Od novembra 009. godine radi kao stalni saradnik firme PIPETECH Jocic, Baden, Švajcarska, u oblasti projektovanja cevovoda i posuda pod pritiskom primenom softvera firme COADE/INTERGRAPH. Asistirao u organizaciji i održavanju stručnih kurseva Analiza naprezanja i fleksibilnosti cevovoda primenom softvera CAESAR II. 48 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

49

50 PT Nove tehnologije Održavanje temperature pri transportu - POLARSTREAM Mirjana Jeremić Održavanje temperature pri transportu pomoću tečnog azota je sistem poznat kao POLARSTREAM.Prednosti 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. 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 00l 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 -0 C za još 45 minuta. Kraće hlađenje znači efikasnije korišćenje vozila. 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 intenzifikovao 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. LITERATURA [1] SMEITS: Lanac hlađenja u SR Jugoslaviji, Beograd, Autor Mirjana Jeremić, Mirjana Jeremić je rođena u Beogradu. Završila je Matematičku gimnaziju Veljko Vlahović i upisuje Mašinski fakultet u Beogradu. Septembra 000. je diplomirala, a juna 010. magistrirala na Odseku za procesnu tehniku. Prvo zaposlenje je imala u HIP Petroremont Pančevo. Maja 003. godine polaže stručni ispit iz mašinstva, a naredne godine u julu dobija i licencu odgovornog projektanta termotehnike, termoenergetike, procesne i gasne tehnike (tip 330) prelazi da radi u SMEEO Inženjering Beograd. Od 007. je zaposlena u Messer Tehnogas Beograd. Radi na poslovima projektovanja, izgradnje i održavanja gasnih, procesnih i termoenergetskih postrojenja. 50 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

51

52 PT Ekonomski indikatori Podaci su preuzeti iz časopisa Chemical Engineering. Najnovije indekse možete pogledati na ( = 100) Jun 011 final CE INDEX 588,9 Equipment 718,0 Heat Exchanges and Tanks 678,0 Process Machinery 664,5 Pipe, valves and fittings 904,8 Process Instruments 440,9 Pumps and Compressions 904,7 Electrical equipment 510,8 Structural supports 760,7 Construction Labor 35,6 Buildings 519,1 Engineering Supervision 33,6 (196 = 100) 3rd Q nd Q 1st Q 4th Q 3rd Q M & S INDEX 1533,3 151,5 1490, 1476,7 1473,3 Process industries, average 159,5 1569,0 1549,8 1537,0 1534,4 Cement 1589,3 1568,0 1546,6 153,5 1530,0 Chemicals 1559,8 1537,4 1519,8 1507,3 1505, Clay products 1579, 1557,5 1534,9 151,4 1518,3 Glass 1471,1 1469, 1447, 143,7 148,5 Paint 1608,7 1584,1 1560,7 1545,8 154,1 Paper 150,4 1480,7 1459,4 1447,6 1444,5 Petroleum products 1698,7 167,0 165,5 1640,4 1637,0 Rubber 1641,4 1617,4 1596, 1581,5 1579,3 Related industries Electrical power 1517,6 1494,9 1461, 1434,9 1419, Mining, milling 1648,6 163,5 1599,7 1579,4 1576,7 Refrigeration 1884,4 1856,4 187,8 1809,3 1804,8 Steam power 157, 1546,5 153,0 1506,4 150,3

53 PROCESNA TEHNIKA decembar

54 PT Inženjerska biblioteka 1. Monografije iz mašinstva Milovan Živković i Taško Maneski TERMOMEHANIČKI NAPONI CEVOVODA I POSUDA Cena: 750 din. Boris Slipčević RAZMENjIVAČI TOPLOTE (II izdanje) Cena: 900 din Milan Rikalović DOBOŠASTI RAZMENjIVAČI TOPLOTE Cena: 700 din Dimitrije Voronjec i Đorđe Kozić VLAŽAN VAZDUH TERMODINAMIČKE OSOBINE I PRIMENA (IV izdanje) Cena: 550 din Miloš Kuburović i Miroslav Stanojević BIOTEHNOLOGIJA Cena: 600 din Branislav Todorović i Milica Milinković-Đapa RAZVOD VAZDUHA U KLIMATIZACIONIM SISTEMIMA (III izdanje) Cena: 800 din Srđan Raičković KOMPRESIBILNI I MEHANIČKI ZAPTIVAČI Cena: 600 din Rodoljub Vučetić ZDRAVLjE ŽIVOTNE SREDINE & PROMENA KLIME Cena: 400 din Stevan Šamšalović TOPLOTNA PUMPA - Tehnologija održive proizvodnje energije Cena: 1350 din. Priručnici iz mašinstva Branislav Živković i Zoran Stajić MALI TERMOTEHNIČKI PRIRUČNIK Cena: 1400 din Svetislav Zarić PRIRUČNIK IZ INDUS- TRIJSKE PNEUMATIKE Cena: 450 din Bogosav Milenković PRIRUČNIK ZA MERENjE PROTOKA FLUIDA (mernim blendama, mlaznicama, Venturijevim cevima i dr.) Cena: 450 din Rodoljub Vučetić PRIRUČNIK O URAVNOTEŽAVANjU CEVNIH MREŽA U GREJANjU, HLAĐENjU I KLIMATIZACIJI Cena: 600 din Stevan Šamšalović TEHNOLOGIJA HLAĐENjA I SMRZA- VANjA HRANE Cena: 450 din Nebojša Grahovac PRIRUČNIK ZA VLAŽAN KOMPRIMOVANI VAZ- DUH Cena: 450 din 54 decembar 011. PROCESNA TEHNIKA

55 Inženjerska biblioteka PT Živojin Perišić VENTILACIJA PORODIČNIH I KOMER- CIJALNIH KUHINjA Cena: 450 din 3. Priručnici iz elektrotehnike Dragan Vićović & Zoran Hadžić ELEKTRIČNE IN- STALACIJE NISKOG NAPONA Cena: 150 din Dragan Vićović & Zoran Hadžić ZAŠTITA OBJEKATA OD ATMOSFERSKOG PRAŽNjENjA Cena: 100 din Ljiljana Rašajski, Gojko Dotlić i Marija Mrđanov MALI ELEKTROENER- GETSKI PRIRUČNIK (MEP) (IV izdanje, 009) Cena: 950 din 4. Tehnička regulativa iz mašinstva, elektrotehnike i dodirnih disciplina PRAVILNICI IZ ELEK- TROENERGETIKE Postrojenja, nadzemni vodovi, zaštita od statičkog elektriciteta i od požara Priredila Marija Mrđanov Cena: 700 din KABLOVI, SAMONOSEĆI KABLO- VI, UŽAD I KRATKI SPOJ Izvodi iz tehničkih standarda u elektroenergetici Priredila Marija Mrđanov Cena: 700 din Miodrag Isailović TEHNIČKI PROPISI O ZAŠTITI ODPOŽARA I EKSPLOZIJA (IV izdanje, 007) Cena: 900 din Miodrag Isailović i Martin Bogner TEHNIČKI PROPISI O POSUDAMA POD PRI- TISKOM Cena: 800 din Dragana & Stevan Šamšalović VODIČ KROZ STAN- DARDE I PROPISE O GREJANjU, HLAĐENjU I KLIMATIZACIJI Cena: 850 din 5. Ostalo Nadežda Mitrović-Žitko i Stevan Vukotić PRIRUČNIK ZA PRI- PREMU 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 NAUČNO-TEHNIČKI PETOJEZIČNI REČNIK (GREJANjE, HLAĐENjE, KLIMATIZACIJA) Cena: 950 din PROCESNA TEHNIKA decembar

56

57

58