Casopis Procesna Tehnika 1 -2014

w w w.smeits . rsISSN 2217-2319

ТЕХНИКАБРОЈ 1 септембар 2014.ГОДИНА 26.

ПРОЦЕСНА

Инжењерска пракса

Заваривање и испитивање заварених спојева током изградње постројења за

сепарацију ваздуха

Тема броја

Криогене технологије

Издвајање органских материја из отпадних гасова криогеном кондензацијом са течним азотом

приликом рециклаже расхладних уређаја

Актуелно

http://www.smeits.rs

ПРОЦЕСНАТЕХНИКА

број 1, септембар 2014. година 26.САДРЖАЈ:

КОЛУМНЕ

УВОДНИК

ПРОЦЕСИНГ 2014

ИНЖЕЊЕРСКА КЊИЖАРА

ЕКОНОМСКИ ИНДИКАТОРИ

ДИПЛОМИРАЛИ, ДОКТОРИРАЛИ

ТЕМА БРОЈА

30 Примена конвенционалне и криогене технологије расхладних система у процесној индустрији

34 Својства пепела који настаје сагоревањем лигнита у домаћим термоелектранама значајна за примену у индустрији грађевинског материјала

40 Емисије штетних материја из малих постројења за сагоревање биомасе

18

24

Издавач:Савез машинских и електротехничких инжењера Србије (СМЕИТС)Кнеза Милоша 7а/II, 11000 Београд

Главни и одговорни уредник:Дејан Радић

Сарадници:Александар ПетровићИлија КовачевићДејан Радић

Технички уредник:Иван Радетић

Web тим:Стеван Шамшаловић

За издавача:Милован Живковић

Контакт[email protected]

Публикација је бесплатна.

Садржај публикације је заштићен.Коришћење материјала је дозвољено искључиво уз сагласност аутора.

На основу мишљења Министарства за науку, технологије и развој Републике Србије, број 413-00-1468/2001-01 од 29. октобра 2001, часопис “Процесна техника“ је ослобођен плаћања пореза на промет роба на мало, као публикација од посебног интереса за науку.

ОГЛАШИВАЧИMESSERGRUNDFOSAIRTRENDBM-ARTCWG BALKANMIKRO KONTROLOVEXTEHNOSAMUNICOMCentar za kvalitetPRO-INGSGSSAGAX ZAVOD ZA ZAVARIVANJE

БеоградБеоградБеоградБеоградБеоградБеоградБеоградСуботицаБеоградБеоградБеоградБеоградБеоградБеоград

CIP -- Катологизација у публикацији Народна библиотеке Србије, Београд62ПРОЦЕСНА техника: научно-стручни часопис / главни и одговорни уредник Дејан Радић – Год.1 бр. 1 (септембар 1985) - . - Београд (Кнеза Милоша 7а/II) : Савез машинских и електротехничких инжењера и техничара Србије, 1985 - (електронска публикација) – 27cmшестомесечно (јун и децембар)

ISSN 2217-2319 (Online) = Procesna tehnika(Online)COBISS.SR-ID 4208130

48 Предвиђање двофазног струјања са генерацијом паре око цеви у снопу у испаривачима и генераторима паре

56 Економска анализа процесних постројења – тренд у 2014. години

ЕКОНОМСКИ ИНДИКАТОРИ

Издвајање органских материја из отпадних гасова криогеном кондензацијом са течним азотом приликом рециклаже расхладних уређаја

Заваривање и испитивање заварених спојева током изградње постројења за сепарацију ваздуха

ПРОЦЕСНА ТЕХНИКА септембар 2014. 3

w w w.smeits . rsISSN 2217-2319

ТЕХНИКАБРОЈ 1 септембар 2014.ГОДИНА 26.

ПРОЦЕСНА

Инжењерска пракса

Заваривање и испитивање заварених спојева током изградње постројења за

сепарацију ваздуха

Тема броја

Криогене технологије

Издвајање органских материја из отпадних гасова криогеном кондензацијом са течним азотом

приликом рециклаже расхладних уређаја

Актуелно

mailto:[email protected]

УводникПТ

Уводник

Драги читаоци,

После неколико година одржавања конгреса у просторијама СМЕИТС-а, 27. конгреса о процесној индустрији PROCESING’14 је ове године одржан у просторијама фабрике Messer Tehnogas у Београду. Нови приступ у организацији и одржавању конгреса и подршка генералног покровитеља Messer

Tehnogas допринели су да се у рад конгреса, поред редовних, појави и значајан број нових учесника и компанија, а превасходно копераната и сарадника компаније Messer Tehnogas.

Конгрес PROCESING’14 је трајао три дана, од 22.-24.09.2014. године. Више од 200 учесника, 48 пријављених радова и сајамско-изложбени простор током одржавања конгреса потврђују исправност одлуке организационог одбора да се конгрес одржи, по први пут, у простору фабрике Messer Tehnogas у Београду. По свим оценама оваква организација конгреса се показала успешном, па се претпоставља да ће СМЕИТС и организациони одбор и наредних година покушати да са водећим компанијама у земљи, који годинама показују интересовање и учествују у раду конгреса, успоставe сличан вид сарадње, наравно уколико буде постојало интересовање привредних субјеката да конграс PROCESING подрже на само спонзорски, већ и организационо. У том смислу уредништво часписа Процесна техника, као део Друштва за процесну технику СМЕИТС-а, се захваљује компанији Messer Tehnogas Београд на активном учешћу у организацији конгреса PROCESING’14 и у управним органима Друштва за процесну технику.

У погледу програма, конгрес PROCESING’14 је задржао своју препознатљиву форму. Централни делови конгреса су и ове године били представљања опреме и достигнућа у изложбеном простору и излагање научно-стручних радова аутора. Првог дана конгреса, додељене су награде за изузетан допринос развоју процесне технике проф. Радивоју Топићу и за најбољи дипломски рад, колеги Далибору Мирковићу, дипл.маш.инж. У оквиру округлог стола, одржана су три уводна предавања. Представљене су две нове књиге из области процесне технике, у издању СМЕИТС-а: “Својства процесних флуида”, групе аутора С. Генића, Б. Јаћимовића, М. Јарића и Н. Будимира и “Сушење и сушаре”, аутора Р. Топића. Другог дана конреса настављено је са излагањем радова појединих тематских група. Другог дана је број учесника био заиста велики, посебно јер је тада било присутно највише коопераната компанија Messer Tehnogas Београд. Трећег дана, током презентације радова треба истаћи одржавање нове тематске групе Сушење и сушаре, која ће убудуће бити редовна сесија, наравно уколико буде довољно радова из ове области. На крају скупа одржана је конференција Друштва за процесну технику. Том приликом су изабрани нови чланови Друштва, њен председник г. Зоран Радибратовић из Messer Tehnogas AD и потпредседник проф. др Мирослав Станојевић, са Машинског факултета у Београду. Прве идеје и контакти у вези организације наредног конгреса PROCESING’15 су већ инициране током одржавања конференције па се надамо да ће наредни конгрес бити још успешнији.

Програм конгреса PROCESING’14 је приказан на почетку часописа Процена техника, одмах иза овог уводника. Детаљnи приказ конгреса са фотографијама су дати кроз извештај председника научно-стручног одбора конгреса PROCESING’14, проф. др Мирослава Станојевића са Машинског факултета у Београду који је овде у целости пренет. Садржај часописа даље чине редовне рубрике, на које су читаоци часописа Процесна техника већ навикли. Као посебна тема броја су издвојени ауторски радови који се односе на примену техничких гасова и опреме која се користи у криогеним процесима.

С поштовањем,др Дејан Радић, в. проф.Главни и одговорни уредник

Дејан Радић, главни и одговорни уредник

4 септембар 2014. ПРОЦЕСНА ТЕХНИКА

Процесна техникаПТ

Бр. Име и презиме Предузеће, адреса

1 Дејан Радић Машински факултет Београд, Краљице Марије 16, Београд

2 Мирослав Станојевић Машински факултет Београд, Краљице Марије 16, Београд

3 Иоан Лаза Universitatea “Politehnica” dinTimisoara, Facultatea de Mecanica, B-dul M. Viteazu 1, Timisoara

4 Раденко Рајић VIŠSS TEHNIKUM TAURUNUM, Наде Димић 4, Земун - Београд

5 Иван Радетић Pro-Ing, Заплањска 86, Београд

Бр. Име и презиме Предузеће, адреса

1 Александар Дедић Шумарски факултет Београд, Кнеза Вишеслава 1, Београд

2 Александар Станковић SAGAX, Радоја Домановића 16, Београд

3 Благоје Ћирковић BET, Taдeуша Кошћушка 55, Београд

4 Бојан Николић ЈКП Београдске електране, Савски насип 11, Нови Београд

5 Бранислав Јаћимовић Машински факултет Београд, Краљице Марије 16, Београд

6 Бранко Живановић Нафтна индустрија Србије, РН Панчево, Спољностарчевачка 199, Панчево

7 Војислав Генић Siemens IT Solutions and Services

8 Горан Богићевић ЈКП Београдске електране, Савски насип 11, Нови Београд

9 Горан Вујновић Aqua Interma Inženjering, Булевар ослобођења 337ц, Београд

10 Дејан Газикаловић FRIGOMEX, Михаила Шолохова 66ц, Београд

11 Дејан Цвјетковић CD System, Јована Рајића 5б, Београд

12 Димитрије Ђорђевић Термоенергетика, В.Ј. 1/IV, Лучани

13 Дорин Лелеа Universitatea “Politehnica” dinTimisoara, Facultatea de Mecanica, B-dul M. Viteazu 1, Timisoara

14 Душан Елез ATM Control Beograd, Булевар Михајла Пупина 129, Нови Београд

15 Зоран Богдановић Пионир Београд, Фабрика Суботица, Сенћански пут 83, Суботица

16 Зоран Николић Messer Tehnogas, Бањички Пут 62, Београд

17 Илија Ковачевић Pro-Ing, Заплањска 86, Београд

18 Љубиша Владић ЈКП Београдске електране, Савски насип 11, Нови Београд

19 Марко Маловић Messer Tehnogas, Бањички Пут 62, Београд

20 Мирко Укропина SGS Beograd, Боже Јанковић 39, Београд

21 Михајло Миловановић NESTLÉ ICE CREAM SRBIJA Beograd, Бановачки пут бб, Стара Пазова

22 Небојша Пантић Messer Tehnogas, Бањички Пут 62, Београд

23 Ненад Петровић LABELPRO, Царице Милице 11, Београд

24 Ненад Ћупрић Шумарски факултет Београд, Кнеза Вишеслава 1, Београд

25 Предраг Милановић Институт за хемију, технологију и металургију, Његошева 12, Београд

26 Раде Миленковић Paul Scherrer Institut, WBBA 203, 5232 Villigen-PSI, Switzerland

27 Радоје Раковић Pro-Ing, Заплањска 86, Београд

28 Саша Јакимов TRACO, Љубе Давидовића 55/6, Београд

29 Србислав Генић Машински факултет Београд, Краљице Марије 16, Београд

30 Сузана Младеновић Ватроспрем производња, Кумодрашка 240, Београд

Редакциони одбор

Издавачки савет


Процесинг 2014ПТ

ПОНЕДЕЉАК, 22. СЕПТЕМБАР 2014.

09.30-10.00 h Пријављивање учесника и уручивање конгресног материјала

10.00-10.45 h Отварање 27. конгреса - Procesing 2014Уводна реч, председника Организационог одбора Обраћање почасних гостију, представника покровитеља Званично отварање Конгреса Додела повеља:1. за најбољи дипломски рад у 2014.2. за допринос у области процесне технике

11.00-12.45 h Округли сто:„Превентивна и интервентна репаратура метализацијом”, Александар Ђорђевић, Messer Tehnogas ad“Примена савремених метода заштите котловских цеви од ерозије”, Гордана Бакић, Машински факултет Београд “Историјат постројења за разлагање ваздуха”, Илија Трујић, Messer Tehnogas

12.45-13.00 h Представљање нове књиге “Својства процесних флуида”, С. Генића, Б. Јаћимовића, М. Јарића и Н. Будимира

13.00-13.15 h Представљање нове књиге “Сушење и сушаре”, Радивоја М. Топића

13.15-13.30 h Излагање радова I тематске групе: Техничка регулатива и систем квалитета Председавајући: проф. др Мирослав Станојевић

13.30-15.00 h Излагање радова II тематске групе: Процесне технологијеПредседавајући: проф. др Александар Јововић

16.00-17.30 h Излагање радова III тематске групе: Пројектовање, изградња, експлоатација и одржавање процесних постројењаПредседавајући: проф. др Србислав Генић

УТОРАК, 23. СЕПТЕМБАР 2014.

09.15-10.30 h Излагање радова III тематске групе (наставак): Пројектовање, изградња, експлоатација и одржавање процесних постројења Председавајући: проф. др Дејан Радић

10.45-12.15 h Излагање радова IV тематске групе: Конструисање, израда, испитивање и монтажа процесне опремеПредседавајући: проф. др Александар Петровић

12.30-13.45 h Излагање радова V тематске групе: Инжењерство животне средине и одрживи развојПредседавајући: доц. др Јелена Јаневски

15.00-16.30 h Излагање радова V тематске групе (наставак): Инжењерство животне средине и одрживи развојПредседавајући: доц. др Зоран Јањуш

СРЕДА, 24. СЕПТЕМБАР 2014.

09.00-10.30 h Излагање радова VI тематске групе: Основне операције, апарати и машине у процесној индустријиПредседавајући: доц. др Ненад Митровић

10.45-11.45 h Излагање радова VII тематске групе: Сушење и сушареПредседавајући: проф. др Радивоје Топић

12.00-13.00 h Конференција Друштва за процесну технику СМЕИТС-аЗатварање Конгреса



27. међународни конгрес о процесном инжењерству Процесинг ’14


Двадсет седми међународни конгрес о процесном инжењерству - Процесинг 2014 одржан је од 22. до 24. септембра 2014. године у фабрици Генералног покровитеља – компаније Месер Техногас АД у Београду. Преко 200 учесника пратило је излагање 48 радова.

Уводну реч на отварању Конгреса одржао је проф. Мирослав Станојевић, са Машинског факултета у Београду, председник Научног-стручног одбора Конгреса.

На отварању скупа говорили су господин Ернст Боде, потпредседник Месер групе за југоисточну Европу и извршни директор домаћина, компаније Месер Техногас АД, господин Милован Главоњић, председник Инжењерске коморе Србије, проф. Милорад Милованчевић, декан Машинског факултета у Београду, проф. Димитрије Вороњец и др Милован Живковић, председник СМЕИТС-а.

На отварању Конгреса др Милован Живковић уручио је Повеље Друштва за процесну технику господину Далибору Мирковићу, дипл. инж. маш, из Београда, за најбољи дипломски рад у 2014. години, и проф. др Радивоју М. Топићу, дипл. инж. маш., из Београда, за изузетан допринос у развоју процесне технике.

Након уводних излагања, представљене су и две нове књиге у издању СМЕИТС-а.

Књигу „Својства процесних флуида“ , аутора С. Генића, Б. Јаћимовића, М. Јарића и Н. Будимира представио је проф. Србислав Генић, са Машинског факултета у Београду.

Књигу “Сушење и сушаре”, Радивоја М. Топића, представио је аутор, проф. Радивоје Топић, са Машинског факултета у Београду.

Процесинг 2014 ПТ


Затим је следио Округли сто посвећен делатности компаније Генералног покровитеља. Господин Александар Ђорђевић, испред компаније Месер Техногас АД, говорио је о „Превентивној и интервентној репаратури метализацијом. О „Примени савремених метода заштите котловских цеви од ерозије“ говорила је Гордана Бакић, са београдског Машинског факултета, а „Историјат постројења за разлагање ваздуха“ приказали су колеге Илија Трујић и Владимир Миловановић, из компаније Месер Техногас АД.

Радови су у три дана излагани у оквиру следећих тематских група. Техничка регулатива и систем квалитета; Процесне технологије; Пројектовање, изградња, експлоатација и одржавање процесних постројења; Конструисање, израда, испитивање и монтажа процесне опреме; Инжењерство животне средине и одрживи развој; Основне операције, апарати и машине у процесној индустрији, и посебна тематска група Сушење и сушаре која ће убудуће бити саставни део овог конгреса.

Конференцијом Друштва за процесну технику, 24. септембра 2014. завршен је 27. конгрес Процесинг, при чему је изабран нови управни одбор Друштва за процесну технику у саставу:

1. Зоран Радибратовић (председник), Мессер Техногас АД2. Мирослав Станојевић (потпредседник), Машински факултет Београд3. Зоран Стојановић, ТЕ „Никола Тесла”4. Душан Голубовић, Машински факултет Источно Сарајево, Република Српска5. Јелена Јаневски, Машински факултет Ниш6. Славко Ђурић, ФТН Нови Сад7. Зоран Јањуш, Бањалука, Република Српска8. Дејан Радић (уредник часописа Процесна техника), Машински факултет Београд9. Ненад Митровић, Машински факултет Београд10. Марко Обрадовић, Машински факултет Београд11. Никола Карличић, Машински факултет Београд

У знак захвалности за успешну сарадњу у реализацији Процесинга ‘14, проф. Станојевић је уручио захвалницу СМЕИТС-а компанији Мессер Техногас АД и њеним представницима Сањи Шаматић, Душану Баталу, Зорану Радибратовићу и Ернсту Бодеу.

Проф. др Мирослав Станојевић, дипл. инж. маш.


У име домаћина гостима се обратио г. Ернст Боде, потпредседник Месер групе за југоисточну Европу и извршни директор компаније Месер Техногас АД

Председавајући на отварању 27. процесинга (слева) проф. др Мирослав Станојевић, са Машинског факултета у Београду, Зоран Радибратовић и Зоран Николић, из компаније Месер Техногас АД



Присутне је поздравио проф. др Милорад Милованчевић, декан Машинског факултета у Београду

На отварању Конгреса говорио је и проф. др Димитрије Вороњец



Др Милован Живковић, председник СМЕИТС-а, предаје Повељу Друштва за процесну технику г. проф. др Радивоју М. Топићу, из Београда, за изузетан допринос у развоју процесне технике

Др Милован Живковић, председник СМЕИТС-а, предаје Повељу Друштва за процесну технику г. Далибору Мирковићу, дипл. инж. маш., из Београда, за најбољи дипломски рад у 2014. години



Душан Батало, из компаније Месер Техногас АД, представља производни програм домаћина 27. процесинга

Ручак у паузи између предавања



Проф. др Мирослав Станојевић г. Душану Баталу, представнику компаније Месер Техногас АД, предаје захвалницу за успешну сарадњу у реализацији Процесинга ‘14

г. Милован Главоњић, председник Инжењерске коморе Србије


Тема бројаПТ

Током 2005. и 2006. године у компанији МЕССЕР ТЕХНОГАС АД Фабрика Смедерево у Смедереву изграђено је постројење за сепарацију ваздуха.

Главни део постројења претстављају две колоне, висина по 64 м, у којима се налази више посуда под притиском које су међусобно повезане цевоводима. Посуде и сви цевоводи су израђени од легуре алуминијума. Опрема је израђена код произвођача у НР Кини. Због великих габарита неке посуде и цевоводи су, на место монтаже, допремљени у деловима који су ту спојени заваривањем. У раду су анализирани металуршки и технолошки проблеми који су последица заваривања легура алуминијума у условима монтаже и дате су смернице за њихово превазилажење.

1. УВОДПостројења, која су предмет овог рада, служе за

разлагање ваздуха на азот, кисеоник и аргон. Централни део постројења су ректификационе колоне тј. колоне за разлагање ваздуха. Постројење има две ректификационе колоне које су постављене једна на другу. Доња колона ради на притиску око 5 bar, а горња на притиску од 1 bar. Продукти разлагања су гасовити и течни: азот (Ткључ. N2 = -196°C), кисеоник (Ткључ. О2 = -183°C) и аргон (Ткључ. Ar = - 186°C). У оквиру овог постројења направљена су два идентична нова постројења ASU II и ASU III (Air separation unit). С обзиром на јако ниске радне температуре (-170 ÷ -196°C) и ниске радне притиске (1 до 5 bar) за израду самих колона и цевовода који их повезују је одабрана легура AlMg4,5Mn. Да би постројење могло да ради на овако ниским температурама мора бити добро топлотно изоловано. Због тога су колоне са припадајућим цевоводима смештене у “кутије” - Cold box, израђене од нискоугљеничног челика, које су након монтаже и испитивања целог постројења напуњене термоизолационим материјалом. Слика 1. приказује постројења након завршене монтаже.

Колоне и цевоводи су израђени у НР Кини. Због великих габарита, они су на место монтаже, допремљени у деловима који су ту спојени заваривањем. На слици 2. су приказани делови колона пре уградње. С обзиром на дуготрајан транспорт и могућност запрљања колона, њихове чеоне стране и места за прикључење цевовода су заштићени завареним поклопцима, а у унутрашњости колона владао мали надпритисак азота, што је контролисано манометрима, слика 2. Ситнији делови као што су делови цевовода су допремљени у контејнерима. Цевоводи већих пречника су израђени од шавних цеви које су већ делимично заварене код произвођача.

2. ЗАВАРЉИВОСТ ЛЕГУРА Al - MgАлуминијум и његове легуре имају велики афинитет

према кисеонику. Због тога се њихове површине лако и брзо, и у амбијенталним условима, прекривају слојем оксида алуминијума (Al2O3). Овај оксид има знатно вишу тачку топљења (Ттопљ.= 2050°C) од легуре AlMg4,5Mn (Ттопљ. око 640°C). Када се делови који се спајају заваривањем загреју до тачке топљења легуре оксид који прекрива њихове површине је још увек у чврстом стању и као такав онемогућава стапање, односно заваривање. Због тога се овај оксид мора уклонити, што се ради и пре и у току заваривања. Очишћене делове треба заваривати одмах, а најкасније у року од 2 – 3 сата, [1] јер се за то време поново формира оксидна превлака. Чишћење пре заваривања подразумева одмашћивање и уклањање оксида и може бити механичко и хемијско. Механичко чишћење се примењује на делове од основних материјала (ОМ), док се додатни материјал (ДМ) чисти хемијским путем. За

Заваривање и испитивање заварених спојева током изградње постројења за сепарацију ваздуха

Р. Јовичић, А. Седмак, М. Бурзић, Р. Прокић Цветковић, О. Поповић, К. Јовичић

Изглед колона након завршене монтажеСлика 1.


механичко чишћење се морају користити резни алати са видија плочицама и четке од нерђајућег челика. Прање ДМ у раствору NaOH обезбеђује истовремено одмашћивање и уклањање оксида. С обзиром да је заваривање постројења изведено у монтажним условима тј. делом на отвореном, у принудним положајима и на различитим висинама за заваривање је одабран TIG поступак. Ефекат потпуног чишћења површина ОМ од оксида алуминијума се у овом случају постиже у току заваривања применом наизменичне струје.

Велика разлика у растворљивости гасова у легурама Al у течном и чврстом стању доводи до појаве порозности у њиховим завареним спојевима. Најчешћи узрочник порозности је водоник. Слика 3. показује промену растворљивости водоника у легурама Al и челицима са променом температуре [1]. Уочава се нагли пад растворљивости водоника при очвршћавању легура Al и његова знатно мања растворљивост у чврстом стању у односу на челике. Ово је узрок знатно веће осетљивости заварених спојева легура Al на појаву порозности у односу на челике. Водоник се у завареним спојевима појављује као последица присуства влаге у зони заваривања. Влага може да доспе у ову зону из заштитног гаса и са површина ОМ и ДМ. На површинама ОМ и ДМ се осим адсорбоване влаге може наћи хемијски везана влага у облику Al2О3 • н H2О [1]. Посебно велику склоност ка порозности имају заварени спојеви легура типа Al – Mg [2]. Због великог афинитета Mg према кисеонику настаје интензивније разлагање влаге, што за последицу има појаву веће количине водоника па тиме и израженију порозност. Слика 4. приказује порозност у МШ легуре AlMg4,5Mn. Порозност је могуће смањити успоравањем хлађења МШ. Тиме се постиже да је МШ дуже у течном стању што обезбеђује више времена да мехури гаса испливају на површину течног МШ. На смањење порозности повољно утичу предгревање, избор параметара заваривања са већим уносом енергије и примена заштних гасова већим

коефицијетном преноса топлоте нпр. смеше аргона са хелијумом.

Велики коефицијет линеарног ширења легура алуминијума има за последицу њихову склоност ка деформисању током заваривања. Ове деформације су нарочито изражене на местима где се заваривање понавља нпр. на местима поправки грешака у завареним спојевима. Тако настале деформације није више могуће уклонити, због чега се број понављања заваривања тј. број поправки мора ограничити.

Легуре Al имају изразито велике промене запремине при преласку из течног у чврсто стање [1]. Велике промене запремине су у условима ометеног скупљања какви владају при хлађењу заварених спојева праћене појавом великих заосталих напона. У температурној области у којој легура прелази из течног у чврсто стање настају топле или кристализационе прслине. Уколико легура очвршћава под већим заосталим напонима вероватноћа образовања топлих прслина је већа, па се може закључити да легуре Al

Тема броја ПТ

Делови ректификационих колона пре монтажеСлика 2.Промена растворљивости водоника у легурама алуминијума и челицима са променом температуреСлика 3.

Порозност у МШ легуре AlMg4,5MnСлика 4.


показују склоност ка образовању топлих прслина. Легуре типа Al - Mg су склоне ка образовању топлих прслина, нарочито легуре са око 0,5 - 4% Mg. Осетљивост на појаву топлих прслина се битно смањује додатком Mn у МШ у количини 0.6 - 1,0% [2].

Велика топлотна проводност легура алуминијума доводи до брзог одвођења топлоте из зоне заваривања због чега се ове легуре морају заваривати уз предгревање или без предгревања али са јаким изворима струје. Додатна могућност је побољшање искоришћења топлотне енергије лука. Ово постиже применом заштитних гасова који имају добру топлотну проводност и који зато преносе већу количину топлоте са лука на ОМ, нпр. смеше аргона и хелијума.

Легуре типа Al – Mg се користе у хладно деформисаном ваљаном стању тј. деформационо ојачане. При заваривању може доћи до мањег раста зрна у њиховом ЗУТ и с тим у вези мањег пада чврстоће. За заваривање легуре AlMg4,5Mn користи се ДМ истог хемијског састава [1]. Због разлика у структурама ОМ (ваљана хладно деформисана) и МШ (ливена) тешко је постићи да МШ има особине ОМ. Литература [2, 3] и пракса [4] указују да МШ обично има нешто мању чврстоћу од чврстоће ОМ. Ово је још једна битна разлика у односу на челике код којих заварени спој по правилу мора да има већу чврстоћу од чврстоће ОМ.

Течљивост легура алуминијума је већа него течљивост челика због чега је заваривачима теже да управљају течним купатилом при заваривању легура Al него при заваривању челика. Висока течљивост може да доведе до лошег формирања МШ, нпр. због сливања при заваривању у принудним положајима или због пропадања кроз грло жлеба при заваривању у хоризонталном положају. Зато је погодно користити подложне траке од нерђајућег челика. За разлику од челика алуминијум не мања боју са порастом температуре. Та промена боје је заваривачима од велике помоћи јер на основу ње могу да процене температуру течног купатила и да томе прилагоде начин вођења лука. Из претходног текста се види да је за добијање спојева без грешака важно да се избегне свако запрљање ОМ и ДМ па је осим поштовања задатих параметара заваривања, битно и одржавање одређеног нивоа чистоће алата и прибора. То су фактори због којих је обука заваривача за заваривање легура Al специфична и тежа у односу на обуку заваривача за заваривање челика.

На основу изнетог се може закључити да технологија заваривања легура Al има више специфичности. Морају се користити поступци заваривања са снажним и концентрисаним изворима топлоте. Заварени спојеви легура Al имају изражену склоност ка порозности. У случају легура Al порозност је већи проблем него код челика зато што велики број пора смањује носиву површину попречног пресека МШ, који већ има снижену чврстоћу у односу на ОМ. Зато се порозност мора свести на минимум што се може постићи одржавањем технолошке дисциплине на довољно високом нивоу. Поправке грешака у завареном споју изазивају трајне деформације па се морају свести на минимум. Технологија заваривања легура

Al поставља и контрадикторне захтеве нпр. када је у питању предгревање. Предгревањем се смањује порозност у МШ. Међутим, предгревање повећава деформације, повећава склоност ка топлим прслинама и смањује чврстоћу споја. Због специфичних особина легура Al заваривачи за њихово заваривање морају бити посебно обучени.

3. ЗАВАРИВАЊЕ ПОСТРОЈЕЊАПостројења ASU II и ASU III је монтирала компанија из

НР Кине, са својим инжењерима и радницима. Пре почетка радова, на основу прописа [3, 5] који важе у Републици Србији, проверено је особље и проверене су процедуре заваривања и испитивања заварених спојева.

Стручна оспособљеност заваривача је проверена на према стандарду [5]. Компанија је имала укупно шест заваривача од чега су две биле жене, слика 5. Током рада се показало да оне заварују спојеве са најмање грешака, због чега је током даље монтаже заваривање најодговорнијих спојева поверавано њима. Технологије заваривања су квалификоване према стандарду [3]. Уобичајено је да се узорци за квалификације технологија заваривања заварују у радионичким условима. Међутим, узорци за квалификацију технологија заваривања које су примењене на овим постројењима су заварени на самом постројењу, слика 5. На тај начин су обухваћени фактори као што су стабилност струје напајања, стабилност напајања заштитним гасом, рад на отвореном и рад на висини на квалитет заварених спојева. Ови фактори могу битно да погоршају квалитет заварених спојева, а при заваривању узорака за квалификације технологија заваривања у радионици њихов утицај не може да се региструје.

Да би се саставили делови колона на сваком од постројења су заварена по три споја. Колоне имају пречник 3 m, дебљину зидова 14 mm и направљене су од легуре AlMg4,5Mn. Један од три споја је приступачан и са унутрашње и са спољне стране колоне, док су преостала два приступачна само са спољне стране. Облици жлебова примењених на заваривање ових спојева се дати на сликама 7. и 8. За заваривање је примењен TIG поступак


Заваривање испитног узоркаСлика 5.


у заштити аргона. Као додатни материјал коришћена је жица AlMg4,5Mn. Детаљи о поступку заваривања су дати у литератури [4].

Пре подизања делова колона на место монтаже одсецани су заштитни лимови и припремане су ивице жлебова. Слика 6. показује припрему доње ивице жлеба. На слици се види и заштитна фолија која спречава упадање нечистоћа у доњи део колоне, који је очишћен и дефинитивно припремљен за рад код произвођача. С обзиром на ручни начин припреме, није могуће добити ивице жлеба потребне тачности, па је била неопходна њихова дорада када су делови колона доведени у позицију за спајање.

Оксид алуминијума је уклањан, са површине ОМ у околини жлебова, највише неколико сати пре почетка заваривања и то механичком обрадом, глодалима. За уклањање оксида и масноћа са ДМ формирана је линија за хемијски третман раствором NaOH, каустичне соде. У условима рада на градилишту постоје знатне могућности да се већ очишћен ДМ поново запрља. Да би се то спречило очишћен ДМ је пакован у текстилне тоболце, а заваривачи су користили јефтине текстилне рукавице које су редовно мењане.

Слике 7. и 8. приказују спојеве који су заварени на колонама. Двострани спој је заварен тако да је прво заварен корени пролаз са унутрашње стране колоне, а затим је након чишћења са спољне стране, спој заварен у потпуности. Спојеви са подложном траком су примењени зато што унутрашња страна колона на местима тих спојева није била приступачана. Подложна трака је направљена од алуминијумске траке са жлебом у коме се налазила трака од аустенитног челика, слика 8. Ова трака има улогу да задржи заштитни гас у зони корена, да спречи пропадање ДМ кроз грло жлеба и да формира корену страну споја. Она не улази у састав завареног споја.

При заваривању колона било је више поправки и то углавном на двострано завареним спојевима, на оба постројења. При свакој поправци јавила се трајна локална деформација, која се повећавала са повећањем броја поправки на истом месту. На тај начин се дошло до закључака да је једно место дозвољено поправљати максимално два пута.

Цевоводи су изађени тако да су њихове поједине, код произвођача, већ заварене секције даље укрупњаване у радионици на градилишту, слика 9., а затим су на самом постројењу заваривани монтажни спојеви, слика 10. Постројења имају више десетина цевовода различитих димензија. Монтажа се одвијала тако да је истовремено монтирано више цевовода, што је било могуће захваљујући томе што су облици и димензије (изометрици) свих цевовода били познати пре почетка градње. Паралелна израда више различитих цевовода је захтевала добро осмишљен систем обележавња секција цевовода и заварених спојева на њима. Истовремено са израдом цевовода одвијала се и контрола заварених спојева методама без разарања (ИБР), па је систем за праћење морао да обезбеди да сви спојеви буду преконтролисани и да се неки спој не угради са неприхватљивим грешкама. У сваком од постројења је заварено по око 2000 спојева.

Сви спојеви на цевоводима су заварени са подложном траком. За заваривање је примењен TIG поступак у заштити аргона. Као ДМ коришћена је легура AlMg4,5Mn. Детаљи о поступку заваривања су дати у литератури [6].


Припрема жлеба на доњем делу колонеСлика 6.

Двострано заварени спојСлика 7.

Спој са подложном тракомСлика 8.


4. ИСПИТИВАЊА ЗАВАРЕНИХ СПОЈЕВА

Потребан ниво квалитета заварених спојева и врсте и обим њиховог испитивања методама ИБР су одређени на основу радних притисака и температура и предвиђеног рока експлоатације. Постројења раде на малим притисцима и на врло ниским температурама и када се пусте у погон предвиђено је да раде више година без застоја.

Заварени спојеви на колонама су испитани визуелно и пенетрантима, а двострано заварени спојеви и радиографски у обиму 100%. Најчешћа грешка у овим спојевима је била порозност [4]. Основни узроци појаве порозности су били повремено погоршање гасне заштите МШ, због рада на отвореном и повремено ослобађање гасова са ивица жлеба током заваривања.

Заварени спојеви на цевоводима су испитани визуелно

и радиографски у обиму 100%. Најчешће грешке у овим спојевима су биле порозност, смакнућа, подливања и неуварен корен [6]. Смакнућа су смањивана тако што су у поједине спојеве комбиновани делови цевовода са блиским пречницима. Подливања су настајала на местима на којима подложна трака није добро налегала на унутрашњу страну цеви. Ова грешка се јављала на местима на којима је постојала разлика у пречницима двеју цеви у истом споју. Порозност је била најчешћа грешка у завареним спојевима цевовода и настајала је због повремене лоше гасне заштите МШ, због рада на отвореном.

5. ЗАКЉУЧЦИ

Нечистоће и оксиди на основном и додатном материјалу лако доводе до појаве грешака у завареним спојевима легура алуминијума. У условима рада на отвореном и при монтажи овакве грешке су још вероватније. При монтажи описаних постројења наведене грешке су сведене на минимум захваљујући квалитетној хемијској припреми додатног материјала, коришћењу алата за обраду жлебова искључиво за обраду алуминијума и захваљујући свести запослених о потреби одржавања чистоће (чисте текстиле рукавице које су редовно мењане, чиста радна одела, недирање очишћених површина голим рукама, коришћење подлога и простирки).

Примена подложне траке од аустенитног челика, која је постављена у жлеб у алуминијуској траци је знатно поједноставила поступак заваривања и смањила појаву грешака нарочито у кореном делу шавова. Због примене траке углавном је изостала потреба за припајањем, изостала је потреба за гасном заштитом корена, олакшано је склапање позиција и омогућено је добро формирање корене стране споја.

Најчешћа грешка у завареним спојевима колона и цевовода је била порозност. У највећем броју случајева порозност је била изазвана погоршањем гасне заштите метала шава због рада на отвореном. Међутим, уочено је да се порозност појављивала и због ослобађања гасова са ивица жлеба током заваривања спојева на колонама тј. заваривања дебљих материјала.

Постројења су монтирана тако да је истовремено монтирано више цевовода. Истовремено са израдом цевовода одвијала се и контрола заварених спојева методама без разарања. То је захтевало добро организован систем обележавња делова цевовода и заварених спојева, да би се обезбедило да сви спојеви буду контролисани и да се неки од спојева не угради са неприхватљивим грешкама.

СКРАЋЕНИЦЕОМ – основни материјалДМ – додатни материјал


Заваривање дела цевовода у радионициСлика 9.

Заваривање монтажног споја на цевоводуСлика 10.


МШ – метал шаваЗУТ – зона утицаја топлотеИБР – методе испитивања без разарања

ЛИТЕРАТУРА[1] Делић, Б., Заваривање волфрам електродом ТИГ, Друштво за унапређење заваривања у Србији, Београд, Србија, 1987.[2] Бајић Б., Електролучно заваривање у заштити инертног и активног гаса миг-маг, Горење Варстрој, Лендава, Словенија, 1988. [3] Стандард СРПС ЕН 288 – 4; Квалификација технологије заваривања металних материјала, Део 4: Квалификација технологије електролучног заваривања алуминијума и легура алуминијума, Институт за стандардизацију Србије, 2004.[4] Елаборат о заваривању и испитивању монтажних спојева на колонама постројења ASU II и ASU III, Машински факултет Универзитета у Београду, Београд, Србија, 2006.[5] Стандард СРПС ЕН 287 – 2; Испитивање стручне оспособљености заваривача, Део 2: Алуминијум и легуре алуминијума, Институт за стандардизацију Србије, 2004.[6] Елаборат о заваривању и испитивању монтажних спојева на цевоводима постројења ASU II и ASU III, Машински факултет Универзитета у Београду, Београд, Србија, 2006.


Аутори

Ново у СМЕИТС-у

Радомир ЈОВИЧИЋ,Иновациони центар Машинског факултета Универзитета у Београду, [email protected]

Александар СЕДМАК,Машински факултет Универзитета у Београду, [email protected]

Мери БУРЗИЋ,Иновациони центар Машинског факултета Универзитета у Београду, [email protected]

Радица ПРОКИЋ ЦВЕТКОВИЋ,Машински факултет Универзитета у Београду, [email protected]

Оливера ПОПОВИЋ,Машински факултет Универзитета у Београду, [email protected]

Катарина ЈОВИЧИЋ,Институт Гоша, Београд, Милана Ракића [email protected]


Еколошки најрационалније решење за збрињавање електронског отпада јесте процес рециклаже. Рециклирањем електронског отпада се спречава

ослобађање опасних материја, чува се животна средина, штеди енергија и добијају вредни материјали. У процесу рециклирања фрижидера ослобађа се значајна количина фреона (највише R11 и R12) и пентана из термичке изолације и цевовода фрижидера. Да би се спречила загађујућа емисија фреона и пентана, млевење фрижидера се врши у атмосфери азота (мање од 4% кисеоника), који циркулише кроз комору за млевење фрижидера. Из коморе за млевење, азот са издвојеним фреонима и пентаном улази у уређај за криокондензацију. У систему криокондензације (DuoCondex) врши се тзв. ”чишћење” циркулационог гаса, тј. издвајање органских загађивача, фреона и пентана. Фреони и пентан се у криокондензацији, уз помоћ течног азота замрзава на температури од -160 °C, при чему се гасовити азот издваја из смеше. Након контролисаног отапања у топлој струји азота, фреони и пентан се испуштају у специјалне судове. Пречишћени азот се рециклира и користи даље у процесу инертизације коморе за млевење.

I. Увод 1.1 Азот

Течни азот је расхладни медијум који се добија дирекно из ваздуха и може се складиштити на ниским температурама (до минус 196 °C) у изолованим резервоарима. Током процеса хлађења, течни азот ступа у контакт са околином (процесним гасом), узима топлоту и испарава хладећи материјал у контакту. Азот је инертан гас који не реагује хемијски током хлађења и може бити ослобођен у атмосферу након коришћења.

1.2 Рециклирање електричног отпадаРазвој савременог друштва и технологија довео је до

муњевитог развоја и све веће заступљености електричних уређаја у свакодневном животу. Они се налазе свуда око нас, брзо им се унапређују перформансе, све чешће се мењају, па аутоматски све већи број ових уређаја спонтано постаје застарела опрема која се више никада неће користити. Сви електрични уредјаји се могу добрим делом рециклирати. То је често врло тежак процес, јер се електрични уређаји састоје од различитих врста материјала, а рециклажа појединих материјала може због загађења бити и веома опасна за животну средину. Потребно их је прво расклопити, затим раздвојити

на саставне компоненте, ускладиштити добијене компоненте у зависности од тога да ли их је могуће рециклирати или не и на крају доставити на локацију за даљу прераду.

Рециклажом се постижу следећи бенефити: • Штедња сировинских ресурса (сви материјали

потичу из природе и има их у ограниченим количинама);

• Штедња енергије (нема трошења енергије у примарним процесима, као ни у транспорту који те процесе прати, а добија се додатна енергија сагоревањем материјала који се не рециклирају);

• Заштита животне средине (отпадни материјали деградирају животни амбијент, па се рециклажом штити животна средина);

• Отварање нових радних места (процеси у рециклажи материјала подразумевају улагање знања и рада, што ствара потребу за радним местима).

1.3 Криокондензација органских материјаПречишћавање отпадних гасова из процеса и издвајање

органских испарљивих материја (енг: volatile or-ganic compounds - VOCs) је базирано на принципу кондензације на ниским температурама. Испарљиве органске материје су по дефиницији све органске материје које имају напон паре виши од 0.01 kPa (=0.1 mbar) на 20 °C.

Хлађењем процесног гаса у коме се налазе испарљиве органске материје на температуру испод тачке росе испарљивих органских материја, те материје кондензују на расхладној површини и могу се издвојити из процесног гаса у течном стању. Што је нижа температура хлађења то је мањи садржај преосталих испарљивих органских материја у процесном гасу након хлађења.

Ова зависност концентрације органске испарљиве материје се може приказати преко Антоанове једначине зависности парцијалног притиска од температуре Као пример се могу приказати на слици 1 концентрације фреона R11 и R12, и пентана у функцији од температуре.

Криогени системи користе утечњене гасове, као што су азот и угљен-диоксид, да би охладили процесни гас на температуру мржњења испарљивих органских материја.

Екстремно ниске температуре од -70 °C до -200 °C кондензују скоро потпуно испарљиве органске материје.

Издвајање органских материја из отпадних гасова криогеном кондензацијом са течним азотом приликом рециклаже расхладних уређајаН. Јовић, З. Јурић, З. Живковић



Ови системи су доста прости јер не садрже расхладне уређаје и компресоре, и нема ротирајућих делова тако да је одржавање скоро нула. Испарени криогени гас (азот) се може испустити у атмосферу или се користити у процесу за инертизацију без губитака. Криогени системи за пречишћавање процесних гасова захтевају присуство складишних резервоара за течни азот.

Разни производни процеси и складишни резервоари који емитују процесне гасове који су контаминирани оргаснким материјама имају концентрације у опсегу од 10 до преко 1000 g/m3 и температуре од амбијентих до високих и до 80 °C.

Течни азот са температуром од -196 °C на атмосферским условима је подесан за хлађење процесних гасова у циљу криокондензације.

Да би се постигле веома ниске концентрације фреона и пентана у процесној струји, потребно је замрзнути ове органске материје на површини размењивача топлоте. То може да доведе до запушења размењивача топлоте ледом и фреонима/пентаном у чврстом стању, тако да криогени уређај мора да буде отапан топлим азотом, а фреони и пентан се испуштају из система у течном стању.

II. Експеримент: Рециклирање фрижидера и пречишћавање отпадног гас применом DuoCon-dex криогне технологије

2.1 DuoCondexЈуго-Импекс је компанија која ради у Нишу и користећи

најсавременију технологију и машине за рециклажу, рециклира све врсте електронског отпада (тзв. ЕЕ отпад).

Југо-Импекс је набавио, монтирао и пустио у рад најмодерније постројење немачког произвођача Mewa, у коме је уграђено Месер Техногас постројење за пречишћавање процесног отпадног гаса богатог фреонима и пентаном, применом криокондензације помоћу течног азота, званог DuoCondex.

DuoCondex постројење компаније Месер Техногас је савремено постројење за пречишћавање процесних гасова који садрже органске материје. Да би се максимизовало оперативно време рада DuoCondex

постројења, пројектовано је тако да кондензује што је могуће више органских материја са малом фракцијом органских материја које се замрзавају и задржавају на површини кондензатора.

То се постиже одржавањем малог градијента температуре између процесног гаса и површине кондензатора, што смањује појаву аеросола.

Модерно DuoCondex постројење је оптимизовано да би се редуковало стварања леда, а и да би се постигла потребна дозвољена концентрација загађујућих материја у отпадном процесном гасу.

Криогена кондензација је веома подесна технологија за третман процесних гасова који садрже високе или средње концентрације органских материја (обично са концентрацијом од око десет или стотину g/m3 и протоцима процесног гаса од око 10 до 1000 Nm³/h) унутар граница екплозивности гас, пошто се азот може користити и за хлађење као и за инертизацију.

Течни азот који се користи у процесу криогене кондензације испарава, предаје своју “хладноћу” процесном гасу, а затим се даље користи за инертизацију коморе за млевење фрижидера.

Један од најтежих циљева у процесу рециклирања фрижидера је издвајање фреона и пентана. Течности које се налазе систему за хлађење фрижидера, првенствено компресорско уље и расхладна течност се одвајају и прописно складиште пре него што рециклирање почне. Међутим, гасови који остају у порама изолационог материјала од којег су направљени фрижидери се ослобађају након што се фрижидер самеље у комори за млевење.

Две врсте органских материја, које доводе до опасности развоја екплозивне атмосфере, се ослобађају током млевења фрижидера:

1. Фреони који се ослобађају у старим фрижидерима су R11 (трихлорофлуорометан - CCl3F) и R12 (дихлородифлуорометан - CCl2F2),

2. Новији фрижидери садрже пентан (C5H12), уместо фреона.

Због могућности стварања експлозивне атмосфере, ове органске материје се одводе из коморе за млевења фрижидера у струји азота, а затим се фреони и пентан кондензују и одвајају као течни кондензат у специјалним складишним судовима.

Поред тога што се користи за кондензацију фреона и пентана, азот се користи и да би се инертизовао процес рециклирања фрижидера (процес кондензације и процес млевења фрижидера) и да би се спречила могућност стварања услова за пожар или експлозију.

DuoCondex постројење има уређај који служи да минимизује губитке услед испаравања течног азота, тако да је уграђен уређај звани Контролер Температуре (енг: “Thermo Controller”) који је у ствари размењивач


Зависност концентрације R11, R12 и пентана од температуреСлика 1.


топлоте кроз који струје гасовити и течни азот, и одатле улазе у криогени кондезатор где хладе процесни гас.

Овај размењивач ради у комбинацији са криогеним кондензатором са два одвојена паралелна цевна снопа. Течни азот се испарава помоћу гасовитог азота из првог цевног снопа криокондензатора.

Помоћу Контролера Температуре се подешава температура хладних струја гасовитог азота које улазе у криокондензатор и тако се постиже потребна температура кондензације како би се оптимизовао градијент температуре између процесног гаса који се

хлади и површине кондензатора. За функционисање система врши се потхлађивање циркулационог гаса (азота обогаћеним фреонима и пентаном), у циљу издвајање влаге у виду воде из система гасова.

У криогеном кондензатору се врши издвајање загађивача, фреона и пентана из процесног гаса. Помоћу хладног азота, фреони и пентан се кондензују и замрзавају на температури од -160 °C и претвара у чврсто агрегатно стање. У таквом стању он се нагомилава на зидовима криокондензатора.

Касније, у фази регенерације система, тај замрзнути фреон и пентан се отапа и преводи се у течно агрегатно стање. Као такав, течан, упумпава се у специјалне резервоаре за складиштење. Упрошћена технолошка шема DuoCondex процес је приказана на слици 3.

2.2 Режими рада DuoCondex постројења

Постоји пет радних режима уређаја DuoCondex:

2.2.1. Стартна позиција (Start Position):Сви вентили су затворени, уређај искључен.

Тракасти грејачи на кондензаторима, као и грејачи на кондензаторским цевима, одржавају вредност температуре +10 °C.

2.2.2. Потхлађивање (Cool Down):Активира се пропуштање течног азота из резервоара у

пречистач/испаривач, из кога се отпарела гасна фаза азота (на изузетно ниској температури) шаље у одговарајући цевни сноп главног кондензатора док се не успостави температура -10 °C.

2.2.3. Стенд бај (Stand by):Одржава се оперативна температура док се не задовоље

претходни услови (предкондензација) за процес чишћења.

2.2.4. Пречишћавање азота (Cleaning Operation):Процесни гас из прекондензације пролази кроз главни

кондензатор, где се материјал из гаса утечњава или смрзава. Количина која се утечни у главном кондензатору са дна суда се води у сакупљач кондензата. Сирови гас даље улази у пречистач где се хлади до температуре од


DuoCondex у фирми Југо-Импекс Е.Е.РСлика 2.

Део технолошке шеме DuoCondex процеса за рециклирање фрижидераСлика 3.

Упрошћена шема DuoCondex процесаСлика 4.


-160 °C и скоро у потпуности ослободи нечистоћа (слика 4.). Чист гас (азот) издвојен из процесне смеше гасова може се даље користити за потребе процеса, а вишак гаса се испушта у атмосферу.

2.2.5. Одлеђивање (Дефростинг):Активирају се грејачи на уређају и долази до отапања.

Кроз систем се пушта гасовити азот из резервоара, прегрејан на температури +10 °C. Када температура достигне +20 °C фаза отапања је завршена и уређај прелази у стартну позицију.

Принцип функционисања криокондензације, односно криогеоног пречишћавања, заснива се на разлици температуре кључања азота и расхладних флудиа. Параметри неких од флуида дати су у следећој табели:

III. Закључак

У досадашњој пракси, Фирма Југо-Импекс Е.Е.Р из Ниша, за 19 месеци рада рециклирао 200.000 расхладних уређаја (фрижидера и замрзивача), при чему се у просеку издваја 150 g/kom отпадних материја (фреона, пентана) из топлотне изолације.

Као део укупног постројења за рециклирање фрижидера уграђено је DuoCondex постројење компаније Месер Техногас за пречишћавање процесних гасова богатих са фреонима и пентаном, који су производи млевења фрижидера. Криогено хлађење у DuoCondexу се врши помоћу течног азота који осим што обезбеђује одржавање инертне атмосфере током млевења фрижидера, такође служи за хлађење процесног гаса у криокондензатору и издвајање фреона и пентана.

На овај начин омогућено је правилно, еколошко издвајање и безбедно складиштење опасних материја које се налазе у сваком искоришћеном расхладном уређају.

Криокондензација испарљивих органских материја помоћу течног азота је посебно примењива за пречишћавање гасова малог протока и средње или високе концентрације контаминанта или вредне компоненте. Струја процесног гаса која садржи компоненту која се жели издвојити се хлади на температуре кондензације органске материје присутне у процесном гасу. Из тако охлађеног процесног гаса органска материја се

издваја на хладној површини криокондензатора као кондензат у течном стању. Помоћу течног азота који се користи за хлађење процесног гасу у циљу издвајања жељене компоненте, лако се постижу температуре и до минус 160 °C. Употребом течног азота, подешавањем градијента температуре између процесног гаса и расхладне површине криокондензатора, оптималних брзина струјања и правилним дизајном процесне опреме за размену топлоте добија се висока флексибилност у раду и високе перформансе.

Неке од предности коришћења течног азота за издвајања органских компоненти из процесног гаса су:

1. Рад на ниским температурама је лако остварив (да би се повећала количина издвојеног кондензата, као и подешавање оптималне температуре кондензације),

2. Висока флексибилност са различитим саставима процесног гаса,

3. Скоро без одржавања (нема ротирајућих компоненти - близу 100 % оперативност),

4. Инертна атмосфера и смањена могућност настанка експлозивне атмосфере,

5. Високи чистоћа издвојене компоненте,7. Могућност коришћења азота за хлађење и за

накнадну инертизацију.

Литература[1] A. Kroupa, F. Herzog, S. Terkatz, Basic knowledge for Messer application technology engineers (edition 09-2008), Messer Group, Oktobar 2008[2] Physical Properties of Materials (Chapter 33), ASHRAE (SI Edition), 2009

АуториНемања ЈОВИЋ, дипл.инг.маш.Мессер Техногас АД, Бањички пут 62, 11090 Београд[email protected]

Зоран ЈУРИЋ, дипл.инг.тех.Мессер Техногас АД, Бањички пут 62, 11090 Београд[email protected]

Звездан Живковић, дипл.инг.маш.Југо-Импекс ЕЕР, Булевар Св. Цара Константина 82-86, 18000 Ниш[email protected]


Табела 1. Параметри неких од предметних гасова у поређењу са параметрима воде [2]

Ткљу [°C] Ттоп [°C] m15°C [g/m³] м0°C [g/m³] m-40°C [g/m³] Тдост [°C]

Вода 100 0 14 5 0,1 x

Хлоробензен 132 -45 45 17 0,6 -52

Тетрахлороетан 121 -24 104 40 1,5 -63

Дихлорометан 40 -96 2300 890 70 -111

Пентан 36 -130 2723 1023 88,4 -105


Фабрика ПЕВГ у саставу “ХИП-Петрохемије”, производи полиетилен високе густине, по лиценци Chevron Phillips. Процес производње подразумева

полимеризацију етилена уз присуство катализатора у и-бутану као медијуму у којем се одвија реакција полимеризације. Непрореаговала количина етилена и и-бутана, се као „вент гас“ транспортује се ван граница постројења и представља губитак. Постојеће техничко решење подразумева смањење удела и-бутана хлађењем вент гаса проласком кроз два цевна измењивача. Са циљем остварења додатних уштеда отпочело се са процедуром набавке пакетне расхладне јединице. Улога расхладне јединице била би да охлади вент гас са постојећих 12 °C на – 15 °C, чиме би се удео и-бутана у вент гасу знатно смањио. Приликом одабира опреме, одлучивало се између два технићка решења. Прво је конвенционална расхладна јединица са расхладним медијумом R1270, док је друго примена криогене технологије коришћењем течног азота.

УВОД 1.1. Опис постојећег стања

Са врха рецикл колоне издваја се гасна смеша, чији већински удео представља изобутан и етилен. У воденом хладњаку део гасне смеше се кондензује, при чему се изобутан као теже испраљива компонента налази углавном у течној фази. Неизкондензована гасна смеша пролази кроз изобутански хладњак у којем се врши додатно хлађење и кондензација смеше

С обзиром да се вент гас налази у равнотежном стању, састав гасне смеше на изласку из изобутанског измењивача зависи искључиво од температуре и притиска. За стабилност процеса производње, битно је да притисак у систему буде константан, што се постиже преко мерно регулационог кола PIC, које одржава жељени притисак у опреми. Температура је у функцији расположивиих капацитета топлотне размене измењивача.

1.2. Опис предвиђене реконструкцијеКако би се смањио садржај изобутана, неопходно је

додатно охладити вент гас на температуру од -15 °C. У том смислу потребно је извршити реконструкцију постојећег система у смислу набавке и уградње нове додатне расхладне јединице.

Примена конвенционалне и криогене технологије расхладних система у процесној индустрији

Дамјан Карловчан


Главна опрема постојећег стања Слика 1.

Табела 1. Параметри и састав гасне смеше на улазу и излазу из нове расхладне јединице

Опис Улаз расхладна јединица Излаз расхладна јединица

Параметри

Притисак (barg) 11,9 11,9

Температура (°C) 12 -15

Састав

Изобутан (%wt) 31 11

Етилен (%wt) 69 89

Влага (ppm) 750 <5

Главна опрема након уградње расхладне јединице Слика 2.


При одабиру нове расхладне јединице разматрана су два техничка решења. Прво је подразумевало конвенционалну расхладну јединицу, са компресором и пропиленом као расхладним медијумом. Друго неконвенционално решење подразумевало је криогено хлађење са течним азотом као расхладним медијумом.

2. ЕКСПЕРИМЕНТ

2.1. Конвенционална расхладна јединица

Конвенцијално техничко решење чини пакетна јединица коју чини следећа опрема:

• Сушионици (радни и резервни),• Рекуператор,• Испаривач,• Клипни компресор,• Хладњак,• Пумпа за кондензат.

Вент гас који улази у расхладну јединицу пролази кроз сушионике чија је улога да смање садржај влаге у процесној струји са улазних 750 ppm на <5 ppm. Уклањање влаге од великог је значаја како би се спречило да услед ниских температура дође до издвајања леда на површинама где се врши топлотна размена, што би свакако утицало на смањење капацитета размене. Услед егзотермне реакције адсорпције који се одвије унутар сушионика температура процесног гаса се повећава са 12 на 15,5 °C.

Након проласка кроз сушионике процесни гас се уводи у рекуператор, чија је улога да искористи расхладну енергију гасне струје која излази из сепаратора. При томе

се улазна температура вент гаса смањује са 15,5 на 8 °C, док се са друге стране гасна струја која долази из сепаратора загрева са -15 °C на 14 °C.

Након рекуператора процесни гас доспева у испаривач расхладне јединице, у којем услед ниске радне температуре од -20 °C, долази до кондензације теже испарљивих компонената из процесне струје. Као расхладни медијум користи се R1270. Испаривач се завршава сепаратором чија је улога да раздвоји течну од гасне фазе. Течна фаза из сепаратора се преко пумпе транспортује у рецикл секцију.

Расхладни медијум R1270 се након отпаравања у испаривачу, шаље на усис једностепеног клипног компресора, који компримује флуид са 3 на 19 bar. При том се температура расхладног флуида повећа са -20 °C на 45 °C. Након компримовања расхладни флуид доспева у водени хладњак, у којем долази до његове кондензације. Температура кондензације R1270 на притиску од 19 bar је 45 °C. Утечњен расхладни флуид, пролази кроз термоекспанзиони вентил чија је улога да смањи притисак са 19 на 3 bar при чему долази до пада његове температуре са 45 °C на -20 °C.

2.2 Криогена расхладна јединица

Криогена расхладна јединица састављена је од следеће опреме:

• Сушионици (радни и резервни),• Рекуператор,• Нискотемпературни кондензатор,• Одвајачи кондензата,• Посуда за кондензат,• Пумпа за кондензат.

Као и код конвенционалног техничког решења улога сушионика је да смањи садржај влаге процесног гаса на < 5 ppm.


Конвенционална расхладна технологијаСлика 3.

Криогена расхладна технологијаСлика 4.


За разлику од конвенционлног решења, рекуператор код криогене расхладне јединице је конструкционо тако изведен да се користи расхладна енергија обе гасне струје (процесна и расхладна) које излазе из нискотемпературног кондензатора. Процесни гас ослобођен влаге хлади се са 15 °C на 6 °C, при том се гасна струја азота загрева са -20 °C на 5 °C, док се гасна струја процесног флуида из кондензатора загрева са -15 °C на 10 °C.

Нискотемпературни кондензатор као расхладни флуид користи течни азот. Техничко решење самог кондензатора је такво да омогући одржавање константне температуре процесног гаса на излазку из кондензатора без обзира на флуктуације у његовом протоку.

Изкондензовани угљоводоници се помоћу одвајача кондензата раздвајају од гасне фазе и доспевају у посуду за кондензат, из које се пумпом транспортују у рецикл секцију.

Азот који се користи као расхладни флуид након проласка кроз кондензатор и рекуператор слао би се у систем азота фабрике ПЕВГ и користио би се за потребе процеса производње.

Кондензација помоћу течног азота је посебно примењива за пречишћавање гасова малог протока и високе концентрације контаминанта или вредне компоненте.

Помоћу течног азота који се користи за хлађење процесног гасу у циљу издвајања жељене компоненте, лако се постижу температуре и до минус 160 °C. Употребом течног азота, подешавањем оптималних брзина струјања и правилним дизајном процесне опреме за размену топлоте добија се висока флексибилност у раду и високе перформансе.

3. РЕЗУЛТАТИ И ДИСКУСИЈА

Према табели 2.

4. ЗАКЉУЧАК

Као што се може видети из табеле 1, свака од технологија има својих предности и мана. Конвенционална технологија подразумева мањи оперативни трошак и мању потрошњу и манипулацију са расхладним медијумом. С друге стране криогена технологија нуди веће оперативне могућности, ниже трошкове одржавања као и мања почетна улагања. У том смислу конвенционална технологија је боље решење када су у питању већи капацитети и температуре до -20 °C. За системе пречишћавања гасовитих смеша где се захтева висок степен чистоће излазне смеше који се може постићи само у криогеним условима, предност је свакако у корист криогене технологије. У сваком случају у зависности од потреба корисника зависиће и опредељење за врсту техничког решења.

ЛИТЕРАТУРА

[1] Техничка документација - ХИП-Петрохемија [2] Миттербауер К. Техничка понуда за расхладну јединицу вент гаса – Јохнсон Цонтролс (2013)[3] Јурић З., Техничка понуда за расхладну јединицу вент гаса – Мессер Техногас (2013)


Табела 2. Упоредни преглед оба техничка решењаКритеријуми

за оценуКонвенционална технологија Криогена технологија

Цена опреме

Сложенији систем и коришћење ротационе опрема условљавају да

и цена опреме буде буде виша

Једноставнији систем без употребе ротационе

опреме дефинише око 30 % нижу цену опреме

Оперативни трошкови

Без потрошње расхладног медијума. Највеће оперативни трошак представља

потрошња струје за рад компресора

Због разлика у цени измедју течног и

гасовитог азота, највећи оперативни трошак је потрошња течног

азота као расхладног медијума. Минимална потрошња електричне

енергије због непостојања компресора

Оперативне могућности

Мала флексибилност везана за могућност

мењања температуре кондензације и

прераде процесног гаса различитог састава

Флексибилнија са могућношћу постизања

знатно већег опсега температуре и прераде

различитих састава процесног гаса

Одржавање опреме

Сложенији систем и коришћење ротационе

опрема условљавају и веће трошкове

одржавања опреме

Због непостојања ротационе опреме и једноставности

техничког решења трошкови одржавања су

мањи

Допуњавање расхладног медијума

С обзиром да је у питању затворен

систем расхладног медијума нема потребе

за периодичним допуњавањем

расхладног флуида

Криогена технологија подразумева отворен систем који би према динамици потрошње захтевао допуњавање

складишног резервоара течним азотом на свака

3 дана

АуториКарловчан Дамјан дипл. инж. технологијеХИП – Петрохемија АД, Спољностарчевачка 82, 13000 Панчевo, Србија [email protected]


У термоелектранама Јавног предузећа „Електропривреда Србије“ (ЈП ЕПС) настају велике количине пепела из процеса сагоревања

угљева ниског квалитета (лигнита Колубара и Костолац). Највећи део насталог пепела се издваја из димних гасова пречишћавањем у електрофилтрима (ЕФ пепео). Према постојећим решењима ЕФ пепео се одлаже на депоније у близини термоелектрана и представља константан извор загађења животне средине.

Електрофилтарски пепео се као нуспроизвод сагоревања угља у термоелектранама више од 50 година у Европи користи као грађевински материјал, посебно у производњи бетона и цемента. Нови систем отпепељивања, који је делом уведен у термоелектране ЈП ЕПС, омогућио је да се пепео испоручује за употребу у индустрији грађевинског материјала. Коришћењем ЕФ пепела постиже се двострука корист, јер се ради о везивном материјалу у интеракцији са цементом, а остварује се знатна уштеда у потрошњи цемента, односно енергије потребне за његову производњу.

Да би ЕФ пепео био квалитетан грађевински материјал и да би се могао наћи на тржишту, мора имати одређене физичко-хемијске карактеристике у складу са међународним стандардима, којима се дефинише његова употреба. Из тог разлога је неопходно да се у термоелектранама створе услови за издвајање пепела одговарајућег квалитета за употребу у грађевинској индустрији. На основу обављених истраживања, у раду су представљене физичко-хемијске карактеристике пепела из ТЕНТ-Б, како би се утврдила могућност употребе у индустрији цемента

I. УводУпотреба угља у производњи електричне енергије

доводи до стварања велике количине летећег пепела. У складу са савременим достигнућима индустрије и грађевинарства, све присутнијим трендом огранизованог коришћења отпадног материјала и подизањем нивоа еколошке свести, депоније пепела се могу третирати као техногена лежишта, где депоновани пепео и шљака представљају техногене неметаличне минералне сировине. Ове сировине су данас пронашле своју примену у више различитих индустријских грана.

Различите врсте угља и различити котлови који се користе у овом процесу доводе до стварања различитих врста летећег пепела, са пуцоланским и/или латентним хидрауличким својствима. Електрофилтарски пепео се, као

нуспроизвод сагоревања угља у термоелектранама, више од 50 година у Европи користи као грађевински материјал, у цементној индустрији, за подлогу путева, у производњи разних врста бетона, у индустрији керамике итд. Пре употребе летећи пепео мора бити подвргнут извесним процесима обраде, као што су на пример класификација, селекција, просејавање, сушење, мешање, дробљење или смањивање угљеника како би се оптимализовала његова финоћа, смањила његова потреба за водом или како би се побољшале друге карактеристике. Коришћење пепела има вишеструку корист јер се ради о везивном материјалу у интеракцији са цементом, повећава се квалитет цемента, бетона и саме градње, а остварује се знатна уштеда у потрошњи цемента, односно енергије потребне за његову производњу.

У Републици Србији се годишње произведе преко шест милиона тона пепела, а врло се мала количина искористи у грађевинарству и цементној индустрији. На основу обављених истраживања, у раду су представљене физичко-хемијске карактеристике пепела из термоелектране „Никола Тесла Б“ (ТЕНТ-Б), како би се утврдила могућност употребе у индустрији цемента.

II. Материјали и методеУ термоелектранама Јавног предузећа „Електропривреда

Србије“ (ЈП ЕПС) настају велике количине пепела из процеса сагоревања угљева ниског квалитета (лигнита Колубара и Костолац). Испитивања чији су резултати приказани у раду су вршена на узорцима из ТЕНТ-Б. За потребе ТЕНТ-Б, угаљ се довози возовима из колубарског басена. Годишње потребе угља, за рад блокова ТЕНТ-Б (2×620 MW) износе око 12 милиона тона, што зависи од квалитета угља и времена ангажовања блокова. Квалитет угља за ТЕНТ-Б креће се од 5000 до 9000 kJ/kg. Подаци о квалитету угља који се сагорева у ТЕНТ-Б према подацима из Главног пројекта система за транспорт и депоновање пепела и шљаке су приказани у табели 1.

Својства пепела који настаје сагоревањем лигнита у домаћим термоелектранама значајна за примену у индустрији грађевинског материјала

Никола Карличић, Мирослав Станојевић, Дејан Радић, Милош Бајић

Инжењерска праксаПТ

Табела 1. Количина пепела и шљаке из једног блока према подацима из Главног пројекта система за транспорт и депоновање пепела и шљаке (април 1980.)

Јединица Гарантовано гориво

Лошије гориво

Доња топлотна моћ угља kJ/kg 6698 5861

Потрошња угља t/h 875 1000

Садржај пепела у угљу % 19,900 155,26

Количина пепела t/h 162,75 223,2


Основне каратктеристике угља Колубара према [5] дате су у табели 2.

На блоковима Б1 и Б2 у ТЕНТ-Б уведен је нови систем транспорта шљаке и пепела. Транспорт пепела се врши до силоса удаљених око 700 m. За пнеуматски транспорт пепела један блок има 2 транспортне линије капацитета од по 129 t/h. При раду блокова са угљем лошијег квалитета и ниже топлотне моћи повећава се количина пепела.

Највећи део насталог пепела се издваја из димних гасова пречишћавањем у електрофилтрима (ЕФ пепео). Према постојећим решењима пепео и шљака из процеса сагоревања угља се одлажу на депоније у близини термоелектрана и представљају константан извор загађења животне средине. Нови систем отпепељивања, који је делом уведен у термоелектране ЈП ЕПС, омогућио је да се пепео испоручује за употребу у индустрији грађевинског материјала.

Програм испитивања обухватио је укупно 64 узорка пепела из пет серија. Узорковање пепела је вршено у периоду октобар 2011. – септембар 2012. године. Узорци за испитивање су узети из канала димних гасова (КДГ), загрејача ваздуха (ЛУВ), електрофилтра (ЕФ), као и мешавине пепела из уређаја за пнеуматски транспорт.

Испитивања карактеристика пепела су обављена у Лабораторији за процесну технику на Машинском факултету у Београду и у лабораторији ФЦ Лафарж у Беочину. Лабораторијска испитивања физичко-хемијских карактеристика пепела обухватила су одређивање насипне густине у растреситом стању, насипне густине у збијеном стању, гранулометријског састава, средњег пречника зрна, физичке густине, порозности слоја у растреситом стању, порозности слоја у збијеном стању и хемијског састава.

Гранулометријски састав је одређен према стандардима SRPS ISO 2591-1:1992, SRPS ISO 9276-1:1994 и SRPS ISO 565:1994, запремнска густина према SRPS ISO CEN/TS 15103:2009, SRPS EN 1236:2009, SRPS EN 15103:2011, SRPS EN 725-9:2010, SRPS EN ISO 7837:2010, а запреминска густина у збијеном стању према SRPS EN 1237:2009, SRPS EN 725-8:2010.

За све узорке одређена је насипна (запреминска) густина и насипна густина у збијеном стању. Насипна густина одмах по насипању слоја означена је са ρε0 (kg/m3). Насипна густина у збијеном стању одређена је после протресања слоја у трајању од 30 секунди (означена са ρε0,30) и после протресања слоја у трајању од 60 секунди (означена са ρε0,60).

За одређивање насипне густине и насипне густине у збијеном стању коришћена је стаклена цилиндрична посуда запремине 1 dm³ и одговарајући уређај за збијање (слика 1).

Инжењерска пракса ПТ

Табела 2. Карактеристике угља KолубараУгаљ

Карактеристика угља Јединица Пројектни Средњи Лошији

Влага % 47,8 49,2 44,5

Пепео % 19,0 18,5 26,9

Угљеник % 20,9 19,8 18,2

Водоник % 2,05 2,1 2,0

Укупни сумпор % 0,5 0,42 0,47

Азот + кисеоник % 10,1 10,2 8,1

Доња топлотна моћ kJ/kg 6699 6608 6018

Апаратура за одређивање а) насипне (запреминске) густине Слика 1.

Апаратура за одређивање б) насипне густине у збијеном стањуСлика 1.


Порозност слоја у растреситом и збијеном стању одређена је на основу података о насипној и стварној густини пепела:

1s

00

f tt

= -f ,

где су: ρε0, kg/m³, насипна густина пепела у растреситом

стању ρs, kg/m³, стварна густина пепела, и

1,,

s0 60

600

f tt

= -f

где је:ρε0,60, kg/m³, насипна густина пепела у збијеном стању.

За одређивање гранулометријског састава пепела коришћен је комплет од више лабораторијских сита са величином отвора од 600, 400, 315, 200, 125 и 75 μm.

За сваку фракцију одређен је масени удео у комплетном материјалу:

aQF

F

F100 100 [%]if

i

i

i

in0

$ $= =

=/

где су: Fi , g, маса фракције,Qf=ΣFi , g, укупна маса свих фракција.

На основу података о гранулометријском саставу узорака пепела одређени су средњи пречници појединачних узорака по серијама. Средњи пречник поједине фракције одређен је као аритметичка средина димензија отвора горњег и доњег сита те фракције. Димензија отвора горњег сита и-те фракције означена је са di+1, а доњег сита са di па је према томе средњи пречник и-те фракције dsr,i:

d d d2

[ m],sr ii i1 n=

++ , Средњи пречник за комплетан испитивани узорак

одређен је на основу следећег израза:

da

d a [ m]

,

sr

i

sr i i

in

in

0

0 $n=

=

=

//

где је:ai - масени удео фракције узражен у %.

Стварна густина и хемијски састав су одређени у БФЦ Лафарж према интерним стандардима.

III. РезултатиПрограм испитивања обухватио је укупно 64 узорка

пепела. Испитивањима су одредјене следеће физичко-хемијске карактеристике пепела: насипна (запреминска) густина и насипна густина у збијеном стању, стварна (физичка) густина пепела, порозност насутог слоја пепела у растреситом и збијеном стању, хемијски састав (оксидни састав,садржај кварца и садржај аморфне фазе), гранулометријски састав (ситовна анализа), средњи пречник зрна. Резултати добијени лабораторијским испитивањима приказани су у табели 3.

IV. ДискусијаУ раду су анализиране карактеристике пепела и угља

које имају утицај на могућност коришћења ЕФ пепела у индустрији грађевинског материјала као што су насипна густина, стварна густина, порозност насутог слоја, гранулометријски састав и хемијски састав. На основу неколико серија испитивања узорака пепела, из процеса сагоревања у котловима ТЕНТ-Б, утврђено је да је пепео променљив по крупноћи и физичко-хемијском саставу, односно да сви параметри нису једнозначно одређени због узорака пепела који су хетерогени и по крупноћи и по физичко-хемијском саставу.

Летећи пепео се сматра пуцоланским материјалом јер садрже силицијум-диоксид и алуминијум-оксид. При хидратацији калцијум силиката ослобађа се калцијум-


Табела 3. Резултати лабораторијских испитивања за све узорке

Назив Ознака Јединица Бројна вредност

Насипна (запреминска) густина ρε0 kg/m³ 559 ÷ 1097

Насипна густина у збијеном стању ρε0,30 kg/m³ 629 ÷ 1240

Насипна густина у збијеном стању ρε0,60 kg/m³ 636 ÷ 1242

Стварна (физичка) густина ρs kg/m³ 1500 ÷ 2490

Средњи пречник dsr μm 95 ÷ 290

Порозност насутог слоја ε0 - 0,56 ÷ 0,67

Порозност слоја у збијеном стању ε0,60 - 0,49 ÷ 0,61

Кварц - % 10 ÷ 70

Аморфна фаза - % 18 ÷ 70

Губитак жарењем ГЖ % 1,54 ÷ 5,27

Силицијум диоксид SiO2 % 52,3 ÷ 65,5

Алуминијум оксид Al2O3 % 18,6 ÷ 26,9

Гвожђе(III) оксид Fe2O3 % 4,6 ÷ 6,5

Калцијум оксид CaO % 2,7 ÷ 7,3

Магнезијум оксид MgO % 1,3 ÷ 2,6

Фосфор(V) оксид P2O5 % 0,04 ÷ 0,067

Сумпор триоксид SO3 % 0,15 ÷ 0,51

Калијум оксид K2O % 1,15 ÷ 1,56

Натријум оксид Na2O % 0,07 ÷ 0,276

Титанијум диоксид TiO2 % 0,649 ÷ 0,852

Хром(III) оксид Cr22O3 % 0,037 ÷ 0,049

Манган(III) оксид Mn2O3 % 0,056 ÷ 0,108

Цинк оксид ZnO % 0,001 ÷ 0,01

Стронцијум оксид SrO % 0,019 ÷ 0,041


хидроксид и реагује са силицијум-диоксидом. У тој реакцији настаје калцијум силикат хидрат, чија је улога да свеж бетон претвори у чврсту масу.

Летећи пепео има хидрофилну површину и изузетно је порозан, а реактивност у највећој мери одређује величина честица. Углавном су ситне честице реактивније из два разлога. Као прво, мање честице имају већу специфичну површину за контакт са хидроксидима, а други разлог је да се мање честице, након изласка из котла, брже хладе, што утиче на неуређену, а самим тим реактивнију структуру.

Из приказаних података за насипну (запреминску) густину, стварну (физичку) густину и средњи пречник свих узорака (у које су укључени и узорци из канала димног гаса - КДГ пепела) може се констатовати следеће:

• насипна (запреминска) густина (ρε) је у области од 559 до 1097 kg/m³ , за 56 % узорака је од 600 до 700 kg/m³,

• стварна (физичка) густина (ρс) је у области од 1500 до 2490 kg/m³, а за 50 % узорака је од 1700 до 1900 kg/m³,

• средњи пречник (дср) је у области од 95 до 290 μm, за 56 % узорака је од 100 до 200 μm.

Квалитет електрофилтерског пепела и шљаке на основу хемијског састава је веома неуједначен, различит, јер угаљ од кога се производи електрична енергија није хомогенизован (зависи од врсте угља, присуства јаловине и других неорганских компоненти).

Према америчком стандарду ASTM C618 летећи пепео, које настају у процесу сагоревања угља, се класификује у две групе, тип F и тип C. Тип F (кисео) настаје при сагоревању антрацита и битуминозних угљева са ниским садржајем калцијум-оксида (< 7%) и са повећаним садржајем силицијум-диоксида, алуминијум-оксида и оксида гвожђа. Тип C (алкални) настаје при сагоревању лигнита и саржи већу количину калицијум-оксида (од 15 до 30%). Иако се ради о лигнита, ЕФ пепео из ТЕНТ-Б садржи велике количине Si и Al једињења и према ASTM C618 стандарду се сврстава са ниским садржајем калцијум-оксида, ондносно у класу F.

Према SRPS EN 197-1 стандарду, електрофилтарски пепео је додатак који се користи при производњи цемента. Пепео који се користи по природи може бити силикатно-алуминатни или силикатно-калцијумски. Силикатно-алуминатни има пуцоланске, а силикатно-калцијумски хидрауличне особине. Губитак жарењем код обе групе пепела мора бити нижи од 5 %.

Према оба стандарда, ASTM C618 и SRPS EN 197-1, ЕФ пепео се дефинише као материјал који се добија електростатичким или механичким таложењем прашкастих честица из димних гасова пећи у којима се сагорева спрашеним угаљ. Пепео који се добије на други начин не

сме бити бити употребљен за производњу цемента који одговара овим стандардима.

V. Закључак

Просечна старост термоелектрана у Србији око 30 година и многе су исцрпеле свој производни радни век. ЈП ЕПС у оквиру својих активности посебну пажњу посвећује побољшању одржавања, повећању снаге, санацији, ревитализацији и модернизацији постојећих производних капацитета у циљу повећања енергетске ефикасности, поузданости и расположивости постројења термоелектрана. Један од предуслова остваривања наведених циљева је снабдевање термоелектрана угљем одговарајућег квалитета.

Претходна испитивања спроведена на узорцима електрофилтерског пепела из ТЕНТ-Б показала су да пепео поседује добра пуцоланска својства, што је од битног значаја за примену у цементној индустрији, да је садржај радионуклида и тешких метала је веома низак, скоро занемарљив тако да не угрожава природну средину и може наћи примену у путном грађевинарству, а по основу испитиваних физичко-механичких карактеристика, врло је повољан материјал за изградњу објеката у путоградњи, за насипе, испуне иза објеката, и сл. Увођењењем новог система отпепељавања у ТЕНТ-Б, омогућено је складиштење сувог ЕФ пепела у силосима и испоруку сувог ЕФ пепела грађевинској индустрији помоћу ауто-цистерни. Само у току 2011. године из ТЕНТ-Б је испоручено око 50.000 t пепела цементарама.

На основу испитивања више серија узорака, које је извршено у сарадњи Машинског факултета у Београду и БФЦ Лафарж, утвђено је да је ЕФ пепео из ТЕНТ-Б је веома разнолик у зависности од квалитета угља, режима рада термоелектране и многих других параметара. Коришћење електрофилтарског пепела из ТЕНТ Б исплативо је и еколошки оправдано из више разлога. Мање су накнаде за одлагање отпада, остварује се приход од продаје пепела, смањују се трошкови за транспорт и одлагање пепела на депоније, чиме се продужава радни век депоније. Као најбитинији разлог се издвајају мања експлоатација природних ресурса и смањење деградирајућег утицаја пепела на животну средину.

Да би ЕФ пепео био квалитетан грађевински материјал, и да би се могао наћи на тржишту, мора имати одређене физичко-хемијске карактеристике у складу са међународним стандардима, којима се дефинише његова употреба. Из тог разлога је неопходно да се у термоелектранама створе услови за издвајање пепела одговарајућег квалитета за употребу у грађевинској индустрији.

Литература[1] Елаборат са предлогом мера за повећање поузданости



у раду новог система отпепељивања на блоковима Б1 и Б2 у ТЕНТ Д.О.О., Обреновац, Машински факултет, Београд, мај 2013.[2] Студија Развој нових врста хидрауличних везива на бази електрофилтерског пепела термоелектрана, Институт за мултидисциплинарна истраживања, Београд, 2008.[3] Студија Пепели у Србији, Институт ИМС, Београд, 2006.[4] Кисић, Д., Милетић, С., Радоњић, В, Радановић С, Филиповић, Ј, Гржетић, И., Природна радиоактивност угља и летећег пепела у термоелектрани „Никола Тесла Б“, Хемијска индустрија, 2013, вол. 67, бр. 5, стр. 729-738[5] Животић, М., Стојиљковић, Д., Јововић, А., Чудић, В., Могућност коришћења пепела и шљаке са депоније термоелектране „Никола Тесла“ као отпада са употребном вредношћу, Хем. Инд., 66, 2013, 3, 403–412[6] СРПС ЕН 197-1, Цемент — Део 1: Састав, спецификације и критеријуми усаглашености за обичне цементе [7] ASTM C618 Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use as a Mineral Ad-mixture in Concrete[8] СРПС ЕН 450-1, Летећи пепео за бетон – Део 1: Дефиниције, спецификације и критеријуми усаглашености[9] Правилник о квалитету цемента, Сл. гласник РС, бр. 34/2013 и 44/2014[10] Бушатлић, И., Испитивање квалитета електрофилтерског пепела ТЕ „Какањ“ у функцији његове

употребе у индустрији, зборник радова 6. Научно-стручни скуп са међународним учешћем „Квалитет 2009“, Неум, Босна и Херцеговина, 4-7.6.2009. [11] Употреба електрофилтерског пепела и шљаке произведених из термоенергетских постројења, Привредна комора Србије, 2011.


Аутор

Никола КАРЛИЧИЋ,Универзитет у Београду, Машински факултет, [email protected]

Мирослав СТАНОЈЕВИЋ,Универзитет у Београду, Машински факултет, [email protected]

Дејан РАДИЋУниверзитет у Београду, Машински факултет, dradić@mas.bg.ac.rs

Милош БАЈИЋПривредно друштво „Термоелектране Никола Тесла“ д.о.о. Обреновац, [email protected]

Услед високе цене фосилних горива, превасходно нафте и природног гаса, чак и у високоразвијеним земљама западне Европе и САД, присутан је

тренд пораста примене чврстих горива за загревање индивидуалних стамбених објеката и друге намене. Једно од најисплативијих чврстих горива свакако је биомаса.

Број оваквих ложишта је толико порастао да она представљају значајан извор емисије штетних материја у ваздух. Поред захтева у погледу енергетске ефикасности малих постројења за сагоревање чврстих горива, у примени су прописи и стандарди који ограничавају емисију штетних материја у ваздух. У овом раду су приказани резултати мерења емисије штетних материја на уређају за сагоревање биомасе (комадног дрвета). Циљ рада је да се укаже на битне загађујуће компоненте из оваквих постројења. Исто тако, анализом резултата мерења на узорку уређаја домаћег произвођача пећи и котлова за домаћинства, приказано је како се параметри емисије мењају кроз циклусе ложења, односно од тренутка улагања горива у ложиште до тренутка када гориво потпуно сагори, односно када улагањем нове количине горива започиње наредни циклус сагоревања. Изведени закључци указују на који начин се добијени резултати мерења могу искористити за пројектовање уређаја за грејање у домаћинствима.

1. УВОД

На слици 1 приказана је уобичајена подела енергетских постројења према њиховој величини, капацитету и намени. Предмет овог рада су мала постројења за сагоревање биомасе која се користе у стамбеним објектима (домаћинствима) и то: пећи, котлови, штедњаци и камини. Да би се ови уређаји продавали на европском тржишту потребно је да поседују CE знак. То између осталог значи да производ мора бити детаљно испитан и сертификован. У систему европске стандардизације постоји низ стандарда који дефинишу захтеване карактеристике уређаја. Неки од кључних докумената којима се дефинишу, између осталог, степен ефикасности ових уређаја и методе испитивања су описани у стандардима [1-8]. Ови стандарди су усвојени у нашем систему стандардизације као SRPS стандарди, еквивалентни одговарајућим EN нормама. Међутим, ови стандарди не дају довољно података о дозвољеним емисијама. Другим речима, препуштено је државама да самостално уређују прописе у погледу граничних вредности емисије из пећи и котлова за домаћинства. Развијене земље Европе и САД су прописале граничне вредности емисије штетних материја у ваздух, а доказивање

ових параметара представља додатне захтеве које морају доказати произвођачи, уколико теже добијању CE знака.

Мала постројења за сагоревање чврстог горива у домаћинствима се могу класификовати као [9]:

1. уређаји који служе за директно грејање (камини и пећи) – већина ових уређаја је топлотне снаге до 20 kW,

2. уређаји који служе за индиректно грејање (котлови) – већина ових уређаја је топлотне снаге до 50 kW,

3. уређаји за кување (штедњаци),4. комбиновани уређаји, који се истовремено користе

за директно или индиректно загревање и као штедњаци.

У нашој земљи тренутно важећом Уредбом о граничним вредностима емисије загађујућих материја у ваздух (Службени гласник РС број 71/2010) [10] за мала постројења за сагоревање чврстих горива прописане су граничне вредност димног броја (≤1), угљен-моноксида

Емисије штетних материја из малих постројења за сагоревање биомасеДејан Радић, Александар Јововић, Мирослав Станојевић, Марко Обрадовић, Душан Тодоровић


Област примене и капацитети постројења за сагоревање чврстог гориваСлика 1.

Табела 1. Граничне вредности емисије за уређаје излазне топлотне снаге мање од 50 kW према аустријским прописима [9]

Уређај и типови гориваGVE (mg/МЈ)1

CО NОx ТОC Прашина

Урађај са ручним дозирањем горива

Чврста биогориваЧврста фосилна горива

11001100

1502

1008080

8080

Уређај са аутоматским дозирањем горива

Чврста биогориваЧврста фосилна горива

5003

5001502

1004040

6040

1 односи се на доњу топлотну моћ коришћеног горива,2 ове вредности се односе само на котлове на дрва,3 при делимичном дозирању са 30% номиналне излазне топлоте, овегранице могу да буду прекорачене и до 50% границе


(само за постројења снаге од 50 kW до 1 MW) и оксида азота (само за постројења снаге 100 kW до 1 МW). Осим тога, додатно су за мала постројења за сагоревање чврстог горива прописани дозвољени губици топлоте у димним гасовима (за постројења топлотне снаге 8÷25 kW дозвољени губитак топлоте у димним гасовима износи 19%, за постројења топлотне снаге 25÷50 kW 18%, за постројења топлотне снаге 50 kW ÷ 1 МW 12%). Анализом ових вредности, према снази постројења, може се закључити да је за котлове и пећи у домаћинствима Уредбом [10] прописана само гранична вредност топлотних губитака у димним гасовима и димни број.

У земљама западне Европе, поред EN стандарда који углавном дефинишу дозвољени садржај угљен-моноксида у димним гасовима, у примени су и посебни прописи којима се дефинишу граничне вредности емисије загађујућих материја у димним гасовима из различитих типова малих постројења за сагоревање чврстог горива, укључујући и биомасу. Овом регулативом се прописују граничне вредности емисије прашкастих материја и угљен-моноксида по правилу, а у неким случајевима и других загађујућих материја попут оксида азота, укупног органског угљеника и сл. [9]. У табели 1, 2 и 3 су као примери наведене важеће граничне вредности емисије за мала постројења за сагоревање чврстих горива у Аустрији, Немачкој и Данској.

Поред наведених граничних вредности емисије загађујућих материја, посебним прописима и плановима за смањење емисије из малих постројења за сагоревање чврстог горива поједине државе су поставиле критеријуме за добијање додатних сертификата. У Аустрији је на пример у примени план под називом Умwелтзеицхен 37 који је аустријска влада базирала на постојећим аустријским стандардима али са строжијим вредностима емисије загађујућих материја (табела 4 и 5). У Немачкој


Табела 3. Граничне вредности емисије за котлове за централно грејање према данским прописима [9]

Начин ложења

Тип гориваНоминална

излазна топлотна снага (kW)

GVE При 10% О2, 0 °C и 1013

mbar (mg/m3 сувих димних гасова)

CO ТОC Прашина

Ручни

Биомаса1

< 50 5000 150 150

> 50 ÷ 150 2500 100 150

> 150 ÷ 300 1200 100 150

Фосилно гориво

< 50 5000 150 125

> 50 ÷ 150 2500 100 125

> 150 ÷ 300 1200 100 125

Аутоматски

Биомаса1

< 50 3000 100 150

> 50 ÷ 150 2500 80 150

> 150 ÷ 300 1200 80 150

Фосилно гориво

< 50 3000 100 125

> 50 ÷ 150 2500 80 125

> 150 ÷ 300 1200 80 1251 дрво, коштице биљака и слични отпадни материјали

Табела 2. Граничне вредности емисије у Немачкој за уређаје за грејање стамбених просторија

Корак 1: Постројења прављења након ступања на снагу 1. BlmSchV

Корак 2 : Постројења прављења након 31.12.2014. (на цепанице, после 31.12.2016)

Постројења прављења након ступања на снагу1. BlmSchV

Тип уређаја Стандард CО (g/m3)

Прашина (g/m3)

CО (g/m3)

Прашина (g/m3)

Степен корисности

(%)

Пећи за грејање просторија (периодичног дејства)

EN 13240 2,0 0,075 1,25 0,04 73

Пећи за грејање просторија (континуалног дејства)

EN 13240 2,5 0,075 1,25 0,04 70

Уређаји са аку-мулацијом топлоте

EN 15250/

А12,0 0,075 1,25 0,04 75

Затворени камини за уградњу

EN 13229 2,0 0,075 1,25 0,04 75

Камини са акумулацијом топлоте (периодичног дејства)

EN 13229/

А12,0 0,075 1,25 0,04 80

Камини са акумулацијом топлоте (континуалног дејства)

EN 13229/

А12,5 0,075 1,25 0,04 80

Штедњаци EN 12815 3,0 0,075 1,50 0,04 70

Штедњаци (са функцијом грејања просторија)

EN 12815 3,5 0,075 1,50 0,04 75

Пећи на пелет EN 14785 0,40 0,05 0,25 0,03 85

Пећи на пелет са котлом

EN 14785 0,40 0,03 0,25 0,02 90


се за добијање сертификата DIN плус такође постављају строжије границе у циљу смањења загађења (табела 6).

2. ОПИС ПРИМЕЊЕНЕ МЕТОДЕ МЕРЕЊА ЕМИСИЈЕ ЗАГАЂУЈУЋИХ МАТЕТРИЈА ИЗ МАЛИХ ПОСТРОЈЕЊА ЗА САГОРЕВАЊЕ БИОМАСЕ

Да би пећи, камини и штедњаци на чврсто гориво, укључујући и биомасу, могли бити продавани на европском тржишту паралелно са испитивањима која се спроводе према SRPS EN 13240:2011 (Уређаји за грејање простора на чврста горива – Захтеви и поступци испитивања), SRPS EN 13229:2011 (Камини за уградњу и отворени камини на чврста горива – Захтеви и поступци испитивања) и SRPS EN 12815:2012 (Штедњаци на чврста горива за домаћинства – Захтеви и поступци испитивања) раде се и мерења концентрације чврстих честица у димним каналима. У Лабораторији за процесну технику,

енергетску ефикасност и заштиту животне Машинског факултета у Београду су рађена мерења емисије штетних гасовитих и прашкастих материја на више типова пећи, камина и штедњака домаћег произвођача. Ова мерења су била део испитивања која је произвођач спроводио у циљу сертификације производа, што је окончано добијањем CE знака за предметне производе и њиховим стављањем на тржиште Европе и САД.

Шема експерименталне инсталације је дата на слици 2, са приказом свих мерења која су рађена, мерним местима и мерном опремом која је коришћена. Положај мерних места је у свему био у складу са захтевима референтних стандарда који дефинишу методе испитивања производа. Мерна опрема за мерење емисије је у складу са референтним методама. За мерење садржаја кисеоника у димним гасовима је коришћена парамагнетна метода, за мерење садржаја азотних оксида хемилуминисцентна метода, за мерења садржаја CО, CО2 и SО2 недисперзивна инфрацрвена спектрометрија. Мерења садржаја прашкастих материја су рађена мерним системом за узорковање и мерење мануелном гравиметријском методом према стандарду SRPS ISO 9096, која је такође референтна метода.

Међутим, при узорковању гасова и честица, обзиром

на врсту уређаја која је испитивана, одступило се од стандардне методе. Према препорукама Европске комисије [9] за испитивање пећи на чврсто гориво, називне снаге од 6 до 15 kW, потребно је одступити од стандардне методе испитивања у том смислу што поменути документ прецизно дефинише време узорковања и количину гасова коју је потребно узорковати (270±13,5 l гаса током 30 минута испитивања). Процедура узорковања при мерењу емисије је на овај начин дефинисана како мерењем не би били обухваћени нестационарни радни режими, односно периоди рада пећи на чврсто гориво када се отварају врата пећи ради ложења, затим непосредно након улагања горива у радни простор пећи и период непосредно пре ложења, када се у ложишту налаза мала количина несагорелог горива, односно велики вишак ваздуха. У овим прелазним режимима услови рада су такви да не постоји нормално сагоревање што се свакако одражава на висок ниво емисије штетних гасова, превасходно угљен-моноксида. Исто тако, током ручног ложења у зависности од начина на који оператер то ради, могуће је да дође до повећане емисије чврстих честица, због узношења пепела од сагорелог горива при улагању нових комада дрвенасте биомасе у ложишни простор. Прелазни режими су, према томе, проблематични са становишта емисије у димним гасовима и препорукама Европске комисије [9] они су практично одбачени при мерењу емисије из пећи, камина и штедњака на чврсто гориво.

Током испитивања пећи на чврсто гориво вуча из постројења се дефинише преко подпритиска у ложишту. У


Табела 4. Захтеви који се тичу уређаја са аутоматским дозирањем према Umweltzeichen 37 (Аустрија) [9]

Уређај Tипови горива

GVE (mg/МЈ)

CО

NOx Прашинапри номиналном оптерећењу

при оптерећењу

мањем од номиналног

КотаоПелет 60 135 100 15

Дрвенаста сечка 150 300 120 20

ПећПелет 120 - 100 30

Дрвенаста сечка - 255 - -

Табела 5. Захтеви који се тичу уређаја са ручним дозирањем према Umweltzeichen 37 (Аустрија) [9]

Уређај

GVE (mg/МЈ)

CО

NОx Прашинапри номиналном оптерећењу

при оптерећењу

мањем од номиналног

Котао 250 750 120 30

Пећ 700 – 120 30

Табела 6. Захтеви који се тичу уређаја са ручним дозирањем према Umweltzeichen 37 (Аустрија) [9]

GVE (mg/mn3)

CO NОX CnHm Прашина

1500 (0,12% при 13% О2) 200 120 75


току испитивања подпритисак у ложишту, према захтевима стандарда, мора износити 12±2 Pa.

Позиција за мерење чврстих честица треба да је изнад позиција за мерење угљен-моноксида, угљен-диоксида, азотних оксида и органских гасовитих једињења.

Током мерења емисије испитивани уређај је постављен у озидану комору, како је приказано на слици 3. Као гориво коришћено је комадно дрво (цепанице).

3. ПРИКАЗ ПЕРИОДА РАДА ПЕЋИ НА ЧВРСТО ГОРИВО СА СТАНОВИШТА МЕРЕЊА ЕМИСИИЈЕ

У Лабораторији за процесну технику, енергетску ефикасност и заштиту животне средине Машинског факултета у Београду урађена су мерења емисије на више типова и модела пећи, котлова, камина и штедњака на чврсто гориво. Стање емисије свакако да битно зависи од успешности конструкције постројења, начина подешавања количине горива и ваздуха и врсте горива. Циљ овог рада није био да оцени да ли резултати мерења емисије на испитиваним узорцима задовољавају или не прописане норме већ да укаже на трендове, односно како се добијени резултати испитивања могу искористити у циљу пројектовања ових уређаја и вођења процеса у њима.

На слици 4 су приказани резултати мерења емисије који су оцењени као репрезентативни на једном узорку, односно једном типу испитиваног уређаја. Средње вредности измерених величина емисије гасова и честица на више испитиваних узорака пећи, камина и штедњака су приказане у табели 7.

Предмет испитивања за које су приказани резултати мерења емисије је пећ на чврсто гориво (цепанице од дрвета) која се користи за грејање у домаћинствима, номиналне снаге 12,5 kW. Референтни стандард који дефинише захтеве у погледу конструкција и параметара рада пећи је SRPS EN 13240.

За оцену резултата мерења емисије коришћен је немачки пропис 1. Verordnung zum bundesimmissionss-chutzgesetz – Verordnung uber kleine und mittlere Feuer-ungsanlagen (1. BlmSchV), по коме гранична вредност емисије за чврсте честице износи 75 mg/m3 (при 101,325 kPa, 0 °C и референтном запреминском уделу кисеоника у димним гасовима од 13%) и 2000 mg/m3 (при 101,325 kPa, 0 °C и референтном запреминском уделу кисеоника у димним гасовима од 13%) за угљен-моноксид. Међутим, према подацима из табеле 2 после 31.12.2016. године се очекује смањење граничних вредности емисије на 40 mg/m3 када је у питању емисија чврстих честица и 1250 mg/m3 када је у питању емисија угљен-моноксида.

На основу приказаних резултата мерења емисије може се закључити да је предметни уређај – пећ на чврсто гориво (цепанице од дрвета) у свим радним режимима, који су подразумевали ложење горивом у количинама од


Шема експерименталне инсталације и мерних места Слика 2.

Пећ на дрва током испитивањаСлика 3.


минимално 1,970 kg горива по шаржи до максимално 2,794 kg горива, испуњава тренутно важеће граничне вредности емисије према немачком 1. BlmSchV.

Ипак, резултати мерења емисије указују на неколико важних закључака о квалитету сагоревања у ложишту пећи.


Резултати мерења емисије гасова при улагању у ложиште: а) 2,794kg горива; б) 2,492kg горива; ц) 2,456 kg горива; д) 1,970 kg горива; е) 2,023 kg горива; ф) 2,251 kg горива

Слика 4.

A

Ц

Е

Б

Д

Ф


Номиналној снази пећи од 12,5 kW, ако се узме да је просечна топлотна моћ горива око 17000 kJ/kg и захтевани степен ефикасности ових уређаја 73% (табела 2), одговара потрошња горива од 3,626 kg/h. Испитивањем пећи, на основу урађених мерења, дошло се до закључка да је уложено гориво у ложиште пећи сагоревало, у зависности од његове количине за 30-45 минута. Овај податак је био основа за избор количине горива коју је потребно у правилним временским интервалима улагати по једној шаржи у ложиште пећи, да би се остварио номинални капацитет.

У свим радним режимима, према упутству произвођача, примарни довод ваздуха који се користи само при потпали пећи је био у потпуно затвореном положају, док је секундарни довод ваздуха био у отвореном положају.

На основу резултата мерења, може се закључити да је без обзира на услове сагоревања, у свим радним режимима остварена слична емисија чврстих честица. Према томе, на основу мерења емисије чврстих честица може се закључити да је конструкција уређаја оно што доминантно утиче на стање емисије.

Емисија гасова, превасходно угљен-моноксида, међутим много више зависи од остварених услова сагоревања. Концентрације азотних оксида у димним гасовима су такође доста константне, што је очекиван резултат обзиром да су температуре у ложишту пећи константне и да је у свим испитивањима коришћено исто гориво. Треба напоменути да су током испитивања мерене и емисије сумпорних оксида. Међутим, емисија сумпорних оксида је практично била занемарљива јер је сагоревано дрво које на садржи сумпор.

На основу дијаграма приказаних на слици 4 може се закључити да стабилни услови сагоревања нису постигнути у режимима а) и ф). При дозирању 2,794 kg горива одједном (режим а) неравномерно сагоревање

у периоду стационарног рада је очигледно последица превелике количине горива у ложишту. Са друге стране, при дозирању 2,251 kg горива (режим ф), разлог нестационарности у сагоревању је вероватно недовољно секундарног ваздуха за сагоревање (количина дозираног горива је испод номиналног капацитета пећи). У оба случаја, нестационарности у процесу сагоревања су имали за последицу повећање емисије угљен-моноксида у димним гасовима.

У осталим режимима постигнута је задовољавајућа стационарност процеса. Привидно најбољи резултати су постигнути при дозирању најмање количине горива у ложиште пећи (режим д), односно приближно 2 kg горива. У овом случају емисија угљен-моноксида је била најмања. Међутим, сагоревање приближно исте количином горива са мањом количином секундарног ваздуха (режим е) одмах је довело до повећања емисије угљен-моноксида, превасходно због споријег сагоревања у почетној фази, односно непосредно након додавања нове количине горива. При томе, треба водити рачуна да је у режиму д), при већем коефицијенту вишка ваздуха, количина горива од 2 kg релативно брзо сагорева, што наравно има за последицу краће интервале између два ложења. При ручном ложењу, то је са становишта укупне емисије и енергетске ефикасности уређаја свакако неповољно. Свако отварање врата ложишта има за последицу веће топлотне губитке, неконтролисану емисију и неконформније услове за коришћење уређаја због његовог чешћег ложења.

Интересантни за поређење су и режими б) и ц). У овим режимима је дозирано приближно 2,5 kg горива у ложиште. Стационарност сагоревања је много боља у режиму б), при већем вишку ваздуха, него у режиму ц) када је смањена количина секундарног ваздуха за сагоревање. То се јасно види по брзини достизања стационарног стања (краћи прелазни период непосредно након дозирања горива у режиму б) и по значајно нижим вредностима укупне емисије угљен-моноксида у режиму ц). Уз то, режим


Табела 7. Средње вредности измерене емисије гасова и честица

Назив величине Јединица Гарантовано гориво






Количина горива у ложишту (по шаржи) kg 2,794 2,492 2,456 1,970 2,023 2,251

Запремински удео CО2 у дим. гасовима % 11,1 10,94 12,8 10,7 13,0 13,57

Запремински удео О2 у дим. гасовима % 9,3 9,53 7,4 9,6 6,98 6,28

Масена концентрација CО у дим. гасовима1) mg/m3 1401,2 625,1 902,5 374,6 1175,9 1521,4

Масена концентрација NОx у дим. гасовима1) mg/m3 69,3 80,4 72,5 85,8 67,1 66,2

Масена концентрација прашкастих материја1) mg/m3 – 67,4 52,0 – 66,2 62,8

Запремински удео О2 у дим. гасовима t/h 162,75 223,2 223,2 223,2 223,2 223,21) при референтним условима (101,325 kPa, 0 °C и 13% О2)


б) је у односу на остале режиме, временски дуго трајао (приближно 42 мин), што одговара часовној потрошњи горива од 3,56 kg/h горива, што значи да је постигнут пун пројектовани капацитет пећи.

4. ЗАКЉУЧАК

За испитивање сагоревања у ложиштима пећи, камина, котлова и штедњака произвођачи су заинтересовани из више разлога. Први је добијање неопходних података за оцену енергетске ефикасности у складу са захтевима референтних стандарда за конкретни тип уређаја. Други је процена утицаја ових постројења на животну средину, односно оцена резултата мерења у односу на прописане граничне вредности емисије. Оба испитивања имају за циљ добијање сертификата, попут CE знака на европском тржишту, о исправности уређаја за одређену намену. Међутим, исто тако у фази развоја производа ова испитивања се могу искористити за побољшање саме конструкције и дефинисање оптималних услова сагоревања, што произвођачи касније наводе у упутствима за рад и руковање.

У овом раду су приказани резултати мерења емисије и испитивања квалитета сагоревања у ложишту једног типа пећи на чврсто гориво (цепанице дрвета) и дата је анализа тих резултата у циљу одређивања оптималних услова сагоревања у пећи. Дефинисан је оптимални режим ложења пећи. Према добијеним резултатима мерења, њему одговара количина горива по једној шаржи од приближно 2,5 kg и садржај кисеоника у димним гасовима око 9,5%. При овим условима добијени су повољни резултати у погледу емисије штетних материја и довољно дугог интервала између два ложења пећи што обезбеђује минимално трајање прелазног нестационарног режима и мање топлотне губитке због честог отварања врата пећи.

Литература[1] SRPS EN 303-5:2012, Котлови за грејање – Део 5: Котлови за грејање на чврста горива, опслуживани ручно и аутоматски, називне снаге до 300 кW – Терминологија, захтеви, испитивање и обележавање.[2] SRPS EN 12809:2011, Котлови на чврста горива за домаћинство – Називно топлотно оптерећење до 50 кW – Захтеви и методе испитивања.[3] SRPS EN 12815:2012, Штедњаци на чврста горива за домаћинства – Захтеви и поступци испитивања.[4] SRPS EN 13229:2011, Камини за уградњу и отворени камини на чврста горива – Захтеви и поступци испитивања.[5] SRPS EN 13240:2011, Уређаји за грејање простора на

чврста горива – Захтеви и поступци испитивања.[6] SRPS EN 14785:2011, Уређаји за грејање простора на дрвене пелете у домаћинству – Захтеви и поступци испитивања.[7] SRPS EN 15250:2011, Уређаји на чвртста горива са акумулацијом топлоте – Захтеви и поступци испитивања.[8] SRPS EN 15270:2011, Пелет-горионици за мале котлове за грејање – Дефиниције, захтеви, испитивања, обележавање.[9] European Commission DG TREN, Preparatory Stud-ies for Eco-design Requirements of EuPs (II), Lot 15, Solid fuel small combustion installation, Final version, December 2009.[10] Уредба о граничним вредностима емисије загађујућих материја у ваздух (Службени гласник РС број 71/2010)[11] 1. Verordnung zum bundesimmissionsschutzgesetz – Verordnung uber kleine und mittlere Feuerungsanlagen (1. BlmSchV).


Аутор

Дејан РадићМашински факултет Београд, ул. Краљице Марије 16, 11120 Београд [email protected]

Александар ЈововићМашински факултет Београд, ул. Краљице Марије 16, 11120 Београд 35

Мирослав СтанојевићМашински факултет Београд, ул. Краљице Марије 16, 11120 Београд [email protected]

Марко ОбрадовићМашински факултет Београд, ул. Краљице Марије 16, 11120 Београд 35

Душан ТодоровићМашински факултет Београд, ул. Краљице Марије 16, 11120 Београд 35


У хемијској индустрији и енергетици се користе испаривачи и генератори паре са кључањем на спољашњој површини цеви које формирају цевни

сноп. При кључању флуида дешавају се сложени процеси преноса топлоте и масе који одређују поље брзина обе фазе, поље притиска и распоред запреминског удела парне фазе у овим компонентама. Велике вредности запреминског удела паре могу да изазову кризу размене топлоте, која се јавља у променљивим или прелазним режимима када је део цевног снопа окружен само парном фазом. Такође, велики проток двофазне мешавине може да доведе до вибрација цеви испаривача или генератора паре, док рециркулација течности може да изазове таложење примеса у појединим деловима генератора. Модел представљен у овом раду је подршка пројектовању и анализама рада генератора паре и испаривача. Заснован је на решавању билансних једначина за сваку од фаза у двофазном току, уз примену одговарајућих конститутивних корелација и омогућава израчунавање брзинског поља, поља притиска и запреминског удела паре око хоризонталног или вертикалног цевног снопа, као и предвиђање положаја двофазне мешавине

I. УводГенерисање паре у енергетским постројењима се може

одвијати око цеви у снопу кроз које струји предајник топлоте, који може бити димни гас, врела вода, водена пара или флуид из неког технолошког процеса на високој температури. У хемијској идустрији и мањим енергетским постројењима користе се испаривачи у којима су смештене У-цеви кроз које струји топлији флуид који загрева и доводи до кључања хладнијег флуида око цеви у снопу. Цеви су потопљене у двофазну мешавину хладнијег флуида. Парна фаза двофазне мешавине се одводи из испаривача, а засићена течност се враћа у простор око цеви. Распоред запреминског удела паре у струјном простору ових уређаја одређује прелаз топлоте са цеви на околни флуид, масу течне фазе у испаривачу и ниво двофазне мешавине [1].

Поуздано предвиђање нивоа двофазне мешавине је од значаја за сигурност и поузданост рада генератора паре и испаривача. Низак положај двофазне мешавине може довести до тога да цеви носиоца топлоте буду окружене парном фазом, што смањује површину за размену топлоте, односно генерацију паре, док висок положај води ка одношењу капи са струјом паре из генератора паре односно испаривача и повећања влажности паре која се одводи из генератора паре или испаривача.

Запремински удео паре такође утиче на количину течне фазе која се налази у испаривачу или генератору. Уколико је

маса течне фазе мала, у случају поремећаја са престанком довођења течне фазе у генератор паре, већа је могућност да дође до оштећења генератора [2]. Масени флукс утиче на коефицијент прелаза топлоте, а његове велике вредности могу да изазову вибрације цеви [3].

У досадашњим истраживањима која се могу наћи у литератури приказано је неколико модела за компјутерску симулацију термохидрауличких процеса у испаривачима и генераторима паре. Познавање термохидрауличких параметара је потребно ради сигурносних анализа рада, пројектовања уређаја и дефинисања оперативних услова рада, а посебно су битни параметри чије је мерење тешко. При овим симулацијама је изузетно важно применити одговарајуће конститутивне корелације којима се дефинишу процеси размене масе и енергије на међуфазној разделној површини. Један од првих оваквих модела представљен је у [4], где је на двофазни ток примењен модел два флуида док је на део струјног простора испуњеним цевним снопом примењен метод порозне средине. Такође, показан је и значај примењених конститутивних корелација. Урађена је параметарска анализа различитих израза за силу међуфазног трења уз претпоставку да се може применити иста вредност коефицијента међуфазног трења, који фигурише у изразима за силу, за све облике двофазног тока. У [5] је показано да оваква претоставка не може бити прихваћена . Међутим, оба ова модела као гранични услов користе унапред одређен положај нивоа двофазне мешавине, на основу положаја преливне плоче у испаривачу.

Модел два флуида за двофазни ток је примењен у испаривачу испењеним расхладним флуидом Р113 који кључа [6], а у модел је укључена релација за међуфазно трење која је раније примењивана за воду и водену пару, и за воду и ваздух [7, 8]. Циљ модела представљеног у овом раду јесте да се обезбеди предвиђање нивоа двофазне мешавине, уместо да се унапред задаје овај податак као у [4, 5, 6, 9], и да се област примене корелације за међуфазно трење која је већ кориштена у [7,8] прошири и на друге флуиде.

II. Математички моделТермохидраулички процес који се одвија на секундарној

страни испаривача је описан нелинеарним парцијалним диференцијалним једначинама закона одржања масе, количине кретања и енергије. Једначине оџања масе и количине кретања су написане за сваку фазу посебно, док је једначина одржања енергије написана само за течну фазу јер је усвојена претпоставка да се пара налази у стању

Предвиђање двофазног струјања са генерацијом паре око цеви у снопу у испаривачима и генераторима паре Б. Масловарић, В. Стевановић, С. Миливојевић, М. М. Петровић



засићења, па је њено стање одређено притиском двофазне мешавине.

Биланс масе за течну фазу

t u M ,isp kond ul1 1

1 1 1 1$2

2 a ta t C Cd+ =- + +v o^^

hh (1)

Биланс масе за парну фазу

t u isp kond2 2

2 2 2$2

2 a ta t C Cd+ = -v

^^

hh (2)

Биланс количине кретања за течну фазу

tu

u u p g

F F u M u, ,isp kond i ul ul

1 1 11 1 1 1 1 1 1

21 31 1 1 1

$2

2 a ta t a a t

C C

d d+ =- +

+ - - - +

vv v v

v v v o v

^^

^

hh

h

(3)

Биланс количине кретања за парну фазу

tu

u u p g

F F uisp kond i

2 2 22 2 2 2 2 2 2

21 32 1

$2

2 a ta t a a t

C C

d d+ =- +

- - + -

vv v v

v v v

^^

^

hh

h

(4)

Биланс енергије за течну фазу

''

th

h u

tp

h M h q, ,isp kond ul ul

1 1 11 1 1 1

1 1 1 31

$2

2

22

a ta t

a C C

d+ =

- - + +

v

o o

^^

^

hh

h

(5)

Збир запреминских удела течне и парне фазе и запреминског удела цеви је једнак јединици

11 2 3a a a+ + = (6)

Сила међуфазног трења је одређена следећим изразом:

F DC u u u u

43

p

D21 2 1 2 1 2 1a t= - -v v v v v^ h (7)

Корелације за коефицијент међуфазног трења су преузете из литературе [7,8] пошто су се већ раније показале погодним за предвиђање двофазног тока воде и водене паре, као и двофазног тока воде и ваздуха, при струјању двофазне мешавине преко цеви у снопу са коридорним или шаховским распоредом. Неровнов и др [10] су анализирали могућност примене различитих модела за симулацију двофазног струјања који су доступни у литератури. Показано је да модел из [7,8] погодан за примену при масеним флуксевима испод 250 kg/(m2s). Ова корелација је примењена и у [11 ]. McNeil [9] је показао да корелација из [7,8] није примењљива на двофазни ток флуида Р113, па је стога корелација измењена како би се омогућила њена примена на више флуида, и уведен је члан (σфлуид/σH2О) који узима у обзир површински напон флуида чији се двофазни ток симулира и површински напон воде на истој темпертури као и посматрани флуид [12].

За вредности запреминског удела мање од 0,3, односно за мехурасти ток, однос коефицијента међуфазног трења и полупречника мехура је рачунат као:

,,,

DC g

ff

0 26718 67

1 17 67p

D

fluid H O

fluid21

76 2

2

$$

$

{

{

vt

vvD

=+

^

^^

h

hh' )1 3 (8)

док је за вредности запреминског удела паре веће од 0,3 примењен израз:

1 1 ,1,487DC g

0 75p

D

fluid H O

fluid3 221

2

$ ${ {vt

vvD

= - -^ ^h h' 1 (9)

Пад притиска услед отпора цеви у снопу је одређен тако што је узет у обзир пад притиска обе фазе. Пад притиска при струјању течне фазе преко снопа цеви је одређен за део контролне запремине у коме се налази течна фаза (1-φ)

pu2

1, ,,

e ee

1 11 1

2

{gt

D = -^ h (10)

где је са ζ1,е одређен коефицијент локалног отпора у е (е = x,y,з) правцу. Слична једначина је написана и за парну фазу

pu2, ,

,e e

e2 2

2 22

{gt

D = (11)

Сила отпора струјању двофазне мешавине око снопа цеви се рачуна као збир силе која потиче од парне фазе и силе која потиче од течне фазе [13]

F ep

e1,

ii e

3 3a D

D= -v v^ h (12)

где је Δе димензија контролне запремине у е правцу, ev јединични вектор, а индекс и може имати вредност 1 за течну или 2 за парну фазу.

Брзина испаравања се рачуна када је енталпија течне фазе већа од енталпије сатурације, као:

h hh h'' '

'

ee

1 1 1

xa t

C =-- (13)

Кондензација унутар контролне запремине се дешава ако је енталпија течне фазе нижа од енталпије сатирације.

Топлотна снага коју прими јединица запремине флуида

се одређује на основу топлотног флукса и геометријских параметара испаривача као

q Vq A

q

A q31

$= (14)

где Vq представља запремину прорачунског домена у којој се топлота прелази са цеви на секундарни флуид, а Аq представља површину преко које се топлота предаје секундарном флуиду.

III. Нумерички моделСистем од седам скаларних једначина одржања, које

следе из једначина (1), (2) и (5) и пројекција једначина количине кретања за течну и парну фазу на осе Декартовог координатног система у случају дводимензијског тока, је решен методом контролних запремина. Дискретизација ових једначина се врши њиховом интеграцијом по контролним запреминама, и то у помереним контролним запреминама за брзину, а у скларним контролним запреминама за скаларне величине (притисак, енталпију и запремински удео парне фазе). Поље притиска се рачуна методом SIMPLE [14], која је изведена за услове двофазног



тока. Резултујуће дискретизоване једначине су решене итеративно, по следећем редоследу:

1. Израчунавање запреминског удела парне фазе и енталпије течне фазе у скаларним контролним запреминама на основу система једначина које се добијају из једначина (1) и (5).

2. Израчунавање компонената брзина течне и парне фазе из померених контролних запремина, на основу пројекција једначина (3) и (4).

3. Решавање једначине притиска добијене комбиновањем једначине одржања масе и количине кретања за течну и парну фазу.

4. Краци 2 и 3 се понављају док сума десних страна једначина (1) и (2) не буде мања од грешке предвиђене за сваку скаларну контролну запремину.

5. У наредном временском тренутку новодобијене вредности из претходног тренутка се усвајају за почетне вредности и прорачун се понавља од корака 1.

IV. Опис експеримента и нумеричко моделирање струјног простора

Посматрано је кључање двофазне мешавине око цеви у снопу једног испаривача [15]. У првом случају је испаривач напуњен флуидом Р113, а у другом случају н-пентаном. Унутрашњи пречник испаривача је 732 mm, а дубина је 56 mm (при прорачуну струјање је посматрано као дводимензионално, пошто је дубина знатно мања од пречника). У централном делу испаривача је смештен сноп од 241 цеви спољашњег пречника 19 мм. Цеви су распоређене у 17 редова и 17 колона у

коридорном распореду, са размаком у хоризонталном и вертикалном правцу од 25,4 mm (слика 1). Електрични грејачи, спољашњег пречника 9,5 mm и дужине 51 mm, су смештени у свакој цеви. Мерачи притиска су постављени на секундарној страни испаривача да би се одредио пад притиска између два мерна места. Мерачи су постављени један изнад другог, на међусобном вертикалном растојању од два корака цеви (50,8 mm) у простору унутар цевног снопа, док је за мераче постављене изван цевног снопа ово растојање четири корака цеви. Грешка мерења при одређивању пада притиска између два мерна места је +10 Pa.

На предњој страни испаривача се налази стакло да би се у току експеримента могао посматрати двофазни ток. Флуид (Р113, односно н-пентан) улази у испаривач у стању засићења, док цевни сноп не буде потопљен у засићени флуид. При струјању преко снопа цеви у условима природне циркулације, флуид испарава и потом напушта испаривач.

Прорачунски домен је одређен омотачем испаривача.

Секундарна страна испаривача је подељена контролним запреминама међусобно истих димензија (слика 2). Криволинијске површине апроксимиране су правоугаоним површинама у Декартовом координатном систему. У модел је укључен сноп цеви који је смештен у испаривачу.

Проток утицања течне фазе је одређен на основу термофизичких карактеристика флуида који утиче, притиска који влада у испаривачу (табела 1), површине за размену топлоте (броју цеви испаривача, димензија цеви) и података о површинском топлотном флуксу.

Гранични услови на месту истицања паре:

yv

yv0 02 1

22

22

= =


Распоред цеви у цевном снопу испаривача са уцртаним позицијама мерача притиска (квадрати)Слика 1.

Секундарна страна испаривача издељена на контролне запреминеСлика 2.


u uy y0 02 1

22

22

= =

Гранични услови на месту утицања течне фазе:

'' 'M

h p h pq A

V1

,inA Q

in1

$=

-o

^ ^h h

v v u u 01 2 1 2= = = =

Проток утицања (табела 1) се задаје на доњој граници прорачунског домена као изворни члан са брзином утицања једнаком нули. Проток истицања паре је резултат прорачуна. На месту истицања нема промене брзине парне и течне фазе у вертикалном правцу. У стационарним условима у испаривачу проток утицања ће бити једнак продукцији паре. Усвојена је претпоставка да нема трења између флуида и предњег и задњег зида испаривача.

Прорачун је спроведен за две вредности топлотног флукса и два радна флуида (табела 1). Прво је симулиран случај када су испаривачке цеви грејане константним топлотним флуксом од 10 kW/m2 и за количину течности у испаривачу која одговара условима експеримента. За ову вредност топлотног флукса и флуид Р113 спроведен је прорачун са финијом мрежом (80 x 80) величине контролне запремине 9,15 mm x 9,15 mm. Да би се проверила могућност коришћења грубље мреже (40 x 40) са контролним запреминама величине 18,3 mm x 18,3 mm и смањило време рачунања у осталим симулацијама, поновљен је прорачун за исти флуид и исти топлотни флукс. Пошто се резултати прорачуна не разликују много, за остале симулације је коришћена грубља мрежа.

V. Резултати

На слици 3 је приказан запремински удео паре за две вредности масе течне фазе, а исту вредност топлотног флукса (10 kW/m2). Прорачун је спроведен за две вредности масе течне фазе (14,6 kg и 18,6 kg) да би се видео утицај масе односно положаја нивоа двофазне мешавине на струјну слику. Положај нивоа који одговара маси од 18,6 kg је исти као у спроведеном експерименту [15]. Ако се упореде исте позиције у испаривачу, види се да се у случају мање количине течне фазе јављају веће вредности запреминског удела паре, па тако на пример, запремински удео паре на

врху цевног снопа износи око 0,5 при маси течне фазе од 18,6 kg, док је око 0,7 при маси течне фазе од 14,6 kg. Такође се и ниво течности у испаривачу разликује. При већој маси течности у испаривачу (18,6 kg) ниво течности је око 105 mm изнад цевног снопа, док је при маси течне фазе од 14,6 kg овај ниво постављен непосредно изнад цевног снопа. Положај разделне површине течне и парне фазе се одређује на основу представљеног модела у одељку 2, што значи да његов положај зависи од рециркулације течне фазе и њеног издвајања из вертикалног тока двофазне мешавине услед гравитације.

Запремински удео паре расте дуж вертикалног правца унутар цевног снопа и његова вредност изнад површине двофазне мешавине је већа од 0,99. Примећује се и да је


Табела 1. Вредности површинског топлотног флукса и одговарајући протоци утицања флуида

Површински топлотни флукс (кW/m2) qА 10 / 40

Масени проток утицања засићене течне фазе Р113 (kg/s)

M1,ул

0,056 / 0,224

Масени проток утицања засићене течне фазе н-пентана (kg/s) 0,0225 / 0,090

Температура флуида Р113 на улазу (°C)Тсат

47,6

Температур а флуида н-пентан на улазу (°C) 36,2

Притисак у парном дому (MPa) p 0,1

Расподела запреминског удела паре за Р113 и масу течне фазе од 18,6 kg за топлотни флукс од 10 kW/m2Слика 3a.

Расподела запреминског удела паре за Р113 и масу течне фазе од 14,6 kg за топлотни флукс од 10 kW/m2Слика 3б.


у делу изван цевног снопа запремински удео паре нижи. Ово одговара експерименталним резултатима што се види на снимку забележеном у току експеримента [15]. Непосредно уз ниво двофазне мешавине уочавају се ниже вредности запремиснског удела паре, што се слаже са ранијим истраживањима [16], где је примећено да се при нижим снагама јавља локални максимум у запреминском уделу паре у региону непосредно изнад цеви.

Масени флукс течне и парне фазе (одређен као αiρiyi) је приказан на слици 4. Ови резулати су добијени истом нумеричком симулацијом као и резултати за запремински удео паре на слици 3 (лево), при топлотном флуксу од

10 kW/m2 и маси течне фазе од 18,6 kg. Примећује се да се течна фаза, која није испарила, враћа у испаривач, у простор између снопа цеви и омотача испаривача. Течна фаза се кроз цевни сноп креће углавном вертикално навише, и највеће вредности масеног флукса у централном делу цевног снопа достижу вредност од 200 kg/m2s. У делу струјног простора где се јављају вртлози и струјање вертикално наниже, вредности масеног флукса могу бити и веће. Пара напушта испаривач кроз отвор на врху, а услед силе међуфазног тења и хоризонталних струјница течне фазе изнад нивоа двофазне мешавине, један део паре од центра се креће ка периферији струјног простора.

На сликама 5 – 8 је приказано поређење измерених и

израчунатих вредности пада притиска између два суседна мерна места у централном делу испаривача (слика 1, мерна места између 9. и 10. колоне) за флуиде Р113 и н-пентан при топлотним фликсевима 10 и 40 kW/m2.

За флуид Р113, када је топлотни флукс 10 kW/m2 и укупна маса течне фазе 18,6 kg, пад притиска између мерних места дуж централне колоне је скоро константан (слика 5). Исти каракактер промене је добијен за спроведени прорачун са грубљом (40x40), као и са финијом (80x80) поделом мреже. Разлика у израчунатим вредностима за пад притиска у ова два случаја не прелази 5%, при чему је највећа разлика добијена за највише мерно место (ред 15,5). За остала мерна места разлика је мања од 3%, због чега је ради смањења времена израчунавања кориштена грубља мрежа. Вредност пада притиска између два суседна мерна места се креће око 700 Pa. С обзиром да у укупном паду притиска највећу компоненту чини хидростатички притисак, ово указује да се промена хидростатичког притиска не мења много на растојању од два вертиклана корака (50,8 mm). Добијени резултати су у складу са очекивањима. При мањим вредностима топлотног флукса нису велике промене запреминског удела паре по висини (слика 3, лево), па последично ни промена вредности хидростатичког притиска на наведеном растојању није значајна. Са смањењем укупне масе течне фазе при истој снази, види се да је промена притиска између мерних места значајнија. Пад притиска између мерних места која су ближа дну испаривача је већи у односу на мерна места на већој висини јер су запремински удели паре при дну мањи, па је доминантнији утицај хидростатичког притиска (слика 3, укупна маса течне фазе 14,6 kg). При мањој количини течности у испаривачу и истој снази, а са истим граничним условима (исти је и масени проток утицања течне фазе и продукција паре), расподела запремиског удела се разликује. Ово је нарочито видљиво у вишим редовима цеви, ближим нивоу двофазне мешавине (слика 3), што се одражава на вредности укупног пада притиска. Одавде се види да положај нивоа двофазне мешавине има утицаја на пад притиска, па је одређивање положаја нивоа рачунским путем, а не његово претпостављење пре


Расподела масеног флукса течне фазе за Р113 и масу течне фазе од 18,6кг Слика 4a.

Расподела масеног флукса парне фазе за Р113 и масу течне фазе од 18,6кг Слика 4б.


почетка прорачуна, битно за добијање реалних резултата. При већој вредности топлотног флукса веће су и

вредности запреминског удела паре, па је пад притиска између два суседна мерна места мањи (слика 6). Одступања израчунатих од измерених вредности су у границама од ±20%, осим за највишу тачку у струјном простору. Веће одступање је условљено сложеношћу пенастог турбулентног двофазног тока који је изражен при већим снагама у горњим деловима цевног снопа. Маса течне фазе у овом нумеричком експерименту је 10 кг. Већа маса флуида Р113 би утицала на подизање нивоа двофазне мешавине и истицање течне фазе кроз отвор на врху испаривача (слика 1), јер веће вредности топлотног флукса утичу на повећање запреминског удела паре и подизање нивоа двофазне мешавине.

1-експерименталне вредности, 2-израчунате вредности са грубљом мрежом и масом

течне фазе од 18,6 kg, 3- израчунате вредности са финијом мрежом и масом

течне фазе од 18,6 kg, 4- израчунате вредности са грубљом мрежом и масом

течне фазе од 14,6 kg

1-експерименталне вредности, 2-израчунате вредности са грубљом мрежом и масом течне фазе од 10,0 kg

Веома добро слагање измерених и израчунатих вредности је добијено и за н-пентан. Пад притиска при топлотном флуксу од 10 kW/m2 је скоро константан (слика 7). При већем топлотном флуксу, уочава се мањи пад притиска (слика 8) по вертикали испаривача, што је такође последица повећаног запреминског удела паре и пада густине двофазне мешавине, односно пада хидростатичког притиска између мерних места. Маса течне фазе флуида у испаривачу је мања у случају већег топлотног флукса, да не би дошло до одношења капи са струјом паре из испаривача.

1 - експерименталне вредности, 2 - израчунате вредности са грубљом мрежом, 3 - израчунате вредности са финијом мрежом. Маса течне фазе је 7,5 kg

1 - експерименталне вредности, 2 - израчунате вредности са грубљом мрежом при маси течне фазе 5,0 kg.


Пад притиска дуж средишње колоне испаривача за Р113 за топлотни флукс од 40 kW/m2 Слика 6.

Пад притиска дуж средишње колоне испаривача за н-пентан топлотни за флукс од 10 kW/m2 Слика 7.

Пад притиска дуж средишње колоне испаривача за н-пентан и за топлотни флукс од 40 kW/m2 Слика 8.


Пад притиска дуж средишње колоне испаривача за Р113 и за топлотни флукс од 10 kW/m2 Слика 5.

VI. Закључак

У раду је приказан модел за симулације и анализе двофазног струјања са кључањем у генераторима паре и испаривачима на страни пријемника топлоте. Поступак је заснован на нумеричком решавању модела два флуида, којим је описано двофазно струјање течне и парне фазе. Модел два флуида се састоји од билансних једначина масе, количине кретања и енергије за сваку од фаза и од конститутивних корелација за одређивање размене билансних величина на разделним површинама течне и парне фазе. Предвиђање запреминског удела парне фазе у двофазном току у великој мери зависи од поузданости модела за одређивање међуфазног трења течности и гасне фазе. У овом раду су примењене позната корелације за одређивање коефицијента међуфазног трења, које су раније коришћене у симулацијама струјања воде и водене паре и воде и ваздуха, чији је облик унапређен тако да је омогућена њихова примена на различите врсте флуида са различитим термофизичким карактеристикама. Развијени аналитички модели и нумерички поступак су валидирани за експерименталне услове спроведене у испаривачу са хоризонталним цевним снопом и са кључањем расхладног флуида Р113 и н-пентана.

Развијени модел је примењен за симулацију целокупног струјног простора на страни пријемника топлоте у испаривачу, па је на овај начин нумеричким симулацијама одређен и положај нивоа двофазне мешавине и маса течне фазе у испаривачу. Положај нивоа двофазне мешавине је одређен само на основу решавања билансних једначина примењеног модела два флуида и одговарајућих модела размене билансних величина на разделним површинама фаза, што омогућава предвиђање гравитационог раздвајања паре која струји доминантно навише и течности која рециркулише на површини двофазне мешавине. Развијени поступак је унапређење у односу на до сада познате моделске приступе, који су засновани на унапред задатом положају нивоа двофазне мешавине и на претпоставкама о запреминском уделу паре на граници двофазне мешавине према парном дому који се налази изнад. У оквиру валидације развијених модела и нумеричког поступка, упоређене су срачунате и измерене вредности промене притиска дуж централне колоне између редова цеви које се налазе у линијском распореду у цевном снопу. Добијено је добро слагање, што указује на поуздано предвиђање и просторне расподеле запреминског удела паре. Наиме, промене притиска у условима природне циркулације су одређене пре свега густином двофазне мешавине, при чему густина зависи од запреминског удела паре.

Такође, добијени нумерички резултати показују очекивану зависност да повећање топлотног флукса на цевима у снопу доводи до повећања запреминског удела паре, тако да се са повећањем топлотне снаге и

протока генерисане паре мора смањити маса течности на секундарној страни генератора паре како не би дошло до повећања нивоа двофазне мешавине и повећања влажности паре на излазу из генератора паре. Такође, смањење масе течности на секундарној страни генератора паре доводи до повећања запреминског удела паре у горњем делу снопа цеви и обратно, са повећањем масе течности смањује се запремински удео паре.

На основу приказаних резултата закључује се да развијени поступак прорачуна термохидрауличких услова на секундарној страни испаривача омогућава потпуно сагледавање поља брзина течне и парне фазе, поља притиска, просторне расподеле запреминског удела паре, као и одређивање положаја нивоа двофазне мешавине и масе течности. Ови резултати су неопходна подлога за термохидрауличке анализе сигурности рада генератора паре и испаривача, односно за пројектовање и дефинисање оперативних процедура погона генератора паре у циљу остварења високе поузданости и ефикасности рада.

НОМЕНКЛАТУРААq површина за пренос топлоте са предајника на пријемник топлотеа међуфазна разделна површина, CD коефицијент међуфазног трењаД пречникF сила по јединици контролне запреминеf Фаннинг-ов коефицијентG масени флуксg убрзање земљине тежеh енталпијаM извор масеp притисакq запремински топлони флуксqА површински топлотни флуксТ температураt времеuv (u, v) брзинаVin представља укупну запремину контролних запремина кроз које се уводи течна фаза

Грчки симболиα запремински удео пареΓ брзина испаравање/кондензације,ζ коефицијент локалног отпораμ динамичка вискозностρ густинаσ површински напонτ релаксациона константаφ запремински удео паре у простору у коме се налази самодвофазна мешавина



индексиH2О водаисп испаравањеконд кондензацијаул улаз1 течна фаза2 парна фаза3 цеви‘ кључала течност“ засићена пара

Литература[1] Gebbie, J.G., Jensen, M.K., Void fraction distributions in a kettle reboiler, Experimental Thermal Fluid Science 14 (1997) 297–311[2] Stevanovic, V., Stosic, Z., Kiera, M., Stoll, U., Numeri-cal Simulation and Analyses of the Loss-of-Feedwater Tran-sient at the Unit 4 of Kola NPP, Proceedings of the Tenth International Conference on Nuclear Engineering, ASME, Washington, D.C., USA, 2002, pp. 781-792.[3] Khushnood, S., Khan, Z. M., Malik, M. A., Koreshi, Z. U., Khan, M. A., A review of heat exchanger tube bundle vibrations in two-phase cross-flow, Nuclear Engineering and Design 230 (2004) 233–251.[4] Edwards, D.P., Jensen, M.K., A two-dimensional nu-merical model of two-phase heat transfer and fluid flow in a kettle reboiler, Phase Change Heat Transfer ASME 159, (1991) 9-16[5] Rahman, F.H., Gebbie, J.G., Jensen, M.K., An inter-facial friction correlation for shell-side vertical two-phase cross-flow past horizontal in-line and staggered tube bun-dles, International Journal of Multiphase Flow 22 (1996) 753–766.[6] Pezo, M., Stevanovic, V., Stevanovic, Z., A two-dimen-sional model of the kettle reboiler shell side thermal-hydrau-lics, International Journal of Heat and Mass Transfer 49 (7-8) (2006) 1214-1224[7] Stosic, Z. Stevanovic, V., Advanced three-dimensional two-fluid porous media method for transient two-phase flow thermal-hydraulics in complex geometries, Numerical Heat Transfer, Part A 41 (2002) 263–289.[8] Simovic, Z., Ocokoljic, S., Stevanovic, V., Interfacial friction correlation for two phase flow across tube bundle, International Journal of Multiphase flow 33 (2007) 217-226.[9] McNeil, D. A., Bamardouf, K., Burnside, B. M., Two-dimensional flow modelling of a thin slice kettle reboiler, International Journal of Heat and Mass Transfer 54 (2011) 1907-1923.[10] Nerovnov, A. A., Parfenov, Yu. V., Melikohov, V. I., Melikhov, O. I., A comparative analysis of the calculation expressions for a two-velocity model describing two-phase flow of steam-water mixture across a tube bundle, Thermal

Engineering 59 (9) 2012 762-729[11] Melikhov, V., Melikhov, O., Parfenov, Yu., Nerovnov, A., Simulation of the Thermal Hydraulic Processes in the Horizontal SteamGenerator with the Use of the Different Interfacial Friction Correlations, Science and Technol-ogy of Nuclear Installations 2011 (2011), Article ID 181393 (doi:10.1155/2011/181393)[12] Maslovaric, B., Stevanovic, V., Milivojevic, S., Nu-merical Simulation of Two-Dimensional Kettle Reboiler Shell Side Thermal-Hydraulics with Swell Level and Liquid Mass Inventory Prediction, International Journal of Heat and Mass Transfer , 75 ,(2014) 109-121[13] Maslovarić, B., Stevanović, V., Prica, S., Stošić, Z., Vertical Steam Generator Thermal-Hydraulics: CMFD Numerical Simulation and Verification, Proceedings of the Eleventh International Conference on Nuclear Engineering, ASME, Tokyo, Japan, 2003, Paper ICONE 11-36491.[14] Patankar, S.V., Numerical Heat Transfer and Fluid Flow, Hemisphere, New York, 1980[15] McNeil, D. A., Bamardouf, K., Burnside, B. M., Almeshaal, M., Investigation of flow phenomena in a kettle reboiler, International Journal of Heat and Mass Transfer, 53 (2010) 836-848[16] Schrage, D.S., Hsu, J.T., Jensen, M.K., Void fractions and two-phase Friction Mulitpliers in a Horizontal Tube Bundle, AIChE Symposium Series, 257 (83) (1987) 1-8.


Аутор

Блаженка МАСЛОВАРИЋ,Универзитет у Београду Машински факултет, Краљице Марије 16, Београд[email protected]

Владимир СТЕВАНОВИЋ,Универзитет у Београду Машински факултет, Краљице Марије 16, Београд[email protected]

Сања МИЛИВОЈЕВИЋИновациони центар Машинског факултета у Београду, Краљице Марије 16, Београд [email protected]

Милан М. ПЕТРОВИЋУниверзитет у Београду Машински факултет, Краљице Марије 16, Београд[email protected]


(1957-59 = 100) Jul ‘14 pre Jun ‘14. Jul‘13.CE INDEX CEPCI 577,0 576,2 564,0Equipment Опрема 700,4 700,1 682,0

Heat Exchanges and Tanks Размењивачи топлоте и резервоари 640,3 638,0 620,7Process Machinery Процесне машине 667,6 673,8 655,0Pipe, valves and fittings Цевоводи, вентили и фитинзи 878,2 880,3 861,8Process Instruments Процесна инструментација 413,4 410,8 407,4Pumps and Compressions Пумпе и компресори 938,8 938,2 920,7Electrical equipment Електрична опрема 516,1 515,3 512.4Structural supports Носеће конструкције и остало 771,1 770,0 729,8

Construction Labor Радна снага 322,4 319,8 320,2Buildings Зграде 544,5 543,4 531,1Engineering Supervision Инжењеринг и надзор 321,1 320,6 324,1

Подаци су преузети из часописа Chemical Engineering. Најновије индексе можете погледати на http://www.che.com/pci/

Економски индикатори

Економски индикаториПТ


Дипломирали, докториралиПТ

Дипломски рад, M.Sc. рад

Кандидат: Светлана Филић

Предмет: Заштита ваздуха

Назив теме: Идејно решење електрофилтарског постројења термоенергетског блока инсталисане снаге 348,5 МW

Ментор: В. проф. др Дејан Радић

Датум одбране: 29.01.2014.

Приказ дипломског M.Sc. рада:

Електрофилтарски уређаји су намењени за издвајање чврстих честица из тока отпадних гасова. Реч је о високоефикасним уређајима који се могу користити у врло широком распону процесних параметара. Могу да се користе за издвајање честица веома малих димензија и у веома широком распону капацитета, од малих индивидуалних објеката (на пример ресторана и ћевабџиница) до веома великих објеката, попут цементатара, термоеенергетских блокова, рафинерија и сл.

Тема овог дипломског рада је пројектовање електрофилтарског постројења термоенергетског блока у коме се као примарно гориво сагорева угаљ (лигнит).

У првом поглављу овог рада дати су основни појмови и опис рада електрофилтра. Сви електрофилтри, без обзира како су класификовани, имају сличне компоненте и начин рада; прво се наелектришу честице, прикупе се и на крају издвајају из електрофилтра, пре него што доспу у животну средину. Дате су и основне компоненте електрофилтра и описан принцип рада сваке понаособ. Такође, овде су објашњени и принципи наелектрисања честица и други основни принципи при раду електрофилтра, као и њихова класификација.

У другом поглављу рада представљена је методологија прорачуна електрофилтарског постројења, дати су бројни начини пројектовања електрофилтра, укључујући математичке једначине, пилот постројења и компјутерске програме. Коришћење пилот постројења представља врло ефикасан метод пројектовања али није често у употреби због ограничења у погледу цене. Компјутерски модели су данас углавном у употреби при пројектовању електрофилтара, као и при решавању проблема током рада електрофилтра. У овом поглављу је такође обрађено и неколико једначина: једначина за миграциону брзину честица, која зависи од јачине напона у обе електроде (коронарне и таложне); Дојч-Андерсонова и Матс-Онхфелдова једначина за прорачун ефикасности таложења. Обрађени су и радни параметри електрофитра који утичу на ефикасност: отпорност, специфична површина таложења, сразмера димензија, дистрибуција гаса, секције електричних поља и јачина короне. Пажљиво пројектовање електрофилтра подразумева бригу о свим радним пареметрима.

У трећем поглављу описани су главни проблеми при раду електрофилтра као и његова примена у индустрији. Описују се кључни радни параметри: напон, проток гаса, састав гаса, јачина струје као и степен влаге. Дате су и неке области примене електрофилтра као што су: термоелектране, млинови целулозе, рафинерије нафте, индустрија цемента, индустрија стакла.

У четвртом поглављу извршен је прорачун параметара процеса сагоревања и потрошња горива, која је одређена на основу снаге термоенергетског блока од 348,5 MW и износи 486 t/h. Такође је извршен прорачун запреминског протока влажних димних гасова на стварним условима, и добијена вредност износи 678,35 m^3/s. На основу материјалног биланса постројења за пречишћавање димних гасова добијено је да ефикасност уређаја за пречишћавање износи 99,89%.

Катедра за процесну техникуОдсек: Процесна техника и заштита животне средине


Дипломирали, докторирали ПТКатедра за процесну технику

Одсек: Процесна техника и заштита животне средине

У петом поглављу извршено је димензионисање и избор опреме електрофилтарског постројења за пречишћавање димних гасова. Урађен је прорачун специфичне таложне површине на примеру плочасто-жичаног електрофилтра, и она износи 218 s/m. Одабрана су четири електрофилтра типа QSLY85-4/2 произвођача QQIT CO. Сваки електрофилтар има таложну површину од 36970 m^2. Број гасних путева у једном електрофилтру је 2. Електрофилтри имају по 4 електростатичка поља дуж гасног пута и 100 пролаза по једном гасном путу.

Kључне речи:Електрофилтри, термоенергетика, лигнит, угаљ, сагоревање, димни гасови.




Кандидат: Љиљана Филић

Предмет: Управљање отпадом и отпадним водама

Назив теме: Идејно решење дигестора за биолошку анаеробну обраду отпадних вода за град од 100000 ES

Ментор: проф. др Мирослав Станојевић



Све отпадне воде, било да је реч о комуналним, индустријским или пољопривредним водама, потребно је прикупити и третирати као отпадну воду те је на одговарајући начин обрадити и одвести у водопријемнике без штетних последица за животну средину и без нарушавања природног кружног тока воде. Вода загађена, на било који начин, током употребе представља отпадну воду. У општем случају отпадна вода је загађена раствореним и нераствореним органским и неорганским материјама, као и микроорганизмима.

Не постоји јединствени поступак обраде отпадних вода. Избор поступка зависи од: порекла и карактеристика отпадних вода, захтеваног квалитета пречишћавања, планираног побољшања стандарда квалитета испуштене воде, цене и расположивости земљишта. За пречишћавање отпадних вода користе се: механички (решетке, сита, таложење, филтрирање, центрифугирање), хемијски (флокулација, неутрализација, каталитичка оксидација, измена јона и дезинфекција) и биолошки (аеробни и анаеробни) поступци обраде.

У овом раду пажња је усмерена на анаеробну обраду отпадних вода, као и на нуспродукт који настаје анаеробном обрадом-биогас.

У дипломском раду постављен је задатак да се детаљније опишу процеси и опрема за анаеробну обраду отпадних вода као и да се постави идејно решење дигестора за анаеробну биолошку прераду муља.У нултом поглављу дата је законска регулатива, односно прописи о граничним вредностима емисије загађујућих материја који се морају поштовати. Дата је и уредба о класификацији вода, као и правилник о начину и минималном броју испитивања отпадних вода.

У првом поглављу дати су основни подаци о карактеристикама отпадних вода, односно: физичке, хемијске и биолошке карактеристике. У поглављу је такође разматрано о показатељима концентрације органских компонената у отпадним водама. Дат је и састав непречишћених комуналних отпадних вода, критеријуми за одређивање средњег дотока, као и начини уједначавања протока и састава отпадне воде.

Друго поглавље се бави проблематиком техничко-технолошких карактеристика процеса и опреме за анаеробну обраду отпадних муљева из процеса пречишћавања отпадних вода. Овај процес одвија се у три фазе: процес хидролизе (I фаза), киселински процес (II фаза) и метански процес (III фаза). У поглављу се такође говори о технолошким условима анаеробног врења, као и о пројектовању процеса. Дате су конфигурације реактора за извођење анаеробне дигестије, конструкције резервоара, као и компоненте система и потребна опрема за постројење. Обрађени су подаци о саставу и употреби биогаса који настаје као нуспродукт у овом процесу. Такође је дат значај мониторинга, односно праћења и управљања анаеробном дигестијом, што често у пракси није случај.

У трећем поглављу дато је идејно решење и прорачун дигестора за биолошку анаеробну обраду отпадних вода за град од 100000 еквивалентних становника. Анаеробна ферментација је конвенционалног типа, што значи да се у једном апарату одвија и киселинско и метанско врење и одвијаће се у два паралелна дигестора, са временом задржавања од 18 дана. Прорачуном су добијени пречник дигестора Du=9500 mm и висина цилиндричног дела дигестора H=12000 mm, као и запремина дигестора од 770 m3. На основу стандарда SRPS EN 13445-3 израчуната је дебљина зида цилиндричног омотача, дебљина зида доњег стандардног торисферичног данца, као и дебљина конусног омотача и усвојено је да су ове дебљине једнаке и износе 15 mm.





Примена биолошких поступака у пречишћавању отпадних вода данас представља неизоставну фазу њиховог третмана. Аеробним поступцима прераде отпадних вода значајно се смањује органско оптерећење воде. Међутим, у овом процесу као и у другим фазама прераде отпадних вода настају значајне количине муља који је, пре њиховог депоновања, такође потребно на одговарајући начин третирати. За ову намену су посебно погодни анаеробни поступци третмана муља јер се у њима остварује стабилизација чврстог остатка и добијање вредног горива које се може користити као енергент.

Kључне речи:Аеробно, отпадне воде, дигестори




Кандидат: Далибор З. Дошло

Предмет: Процесна енергетика

Назив теме: Енергетски аудит са идејним решењима реконструкције енергетских система у фабрици алкохолних пића капацитета 1.000.000 l/год

Ментор: проф. Александар Јововић

Датум одбране: 27.02.2014.године


1. УводВођење принципа одрживог развоја је непрекидна тежња да се смањи утрошак нама доступних ресурса у

природи и вођење рачуна о заштити животне средине. Енергетска ефикасност није штедња енергије јер штедња подразумева одрицање. Eнергетска ефикасност значи смањење потрошње енергије за исти обим производње.

2. Методологија На основу теме дипломског рада извршене су следеће анализе у изабраној компанији: анализа потрошње

енергената, анализа обима производње, анализа стања котларнице, анализа стања компресорске станице и анализа система осветљења. Уз помоћ добијених резултата из анализа представљена су идејна решења за котларницу, компресорску станицу и систем осветљења.

3. Анализа података3.1 Анализа потрошње енергената На слици 1. приказана је потрошња природног гаса за 2010,2011,2012 годину. На дијаграму се може приметити да у

јануару и у последња четири месеца сваке анализиране године повећана потрошња природног гаса, разлог грејање фабричких просторија него у већем делу и период прераде и дестилације воћа. Јул месец је месец са најмањом потрошњом јер су у том месецу ремонти машина и припрема за кампању која почиње у септембру и траје до јануара. Потрошња природног гас се за око 27% смањила у последње три године разлог томе је смањен обим производње. Од потрошача који користе природан гас као гориво налазе се два котла у котларници.

Слика 1. Дијаграм потрошње природног гаса

3.2 Анализа обима производњеНа слици 2 приказан је упоредни преглед обима произведње за период посматрања од три године. Као што

се види код података за потрошњу елергената осетан пад тако и код обима производње евидентан пад десио се у периоду од 2010. до 2012. године и износи 40 %. већи део обима производње током све три године се реализује у последња три месеца производне године и нешто мало мањег обима у јануару месецу. Током тих три/четири месеца се произведе око 70-80 % обима производње.





Слика 2. Обим производње за 2010, 2011, 2012.

4. Специфична потрошња енергијеНа слици 3 приказана је специфична потрошња енергије за посматрани период од три године. Може се приметити

да СПЕ расте сваке године и достиже највећу вредност у 2012. години која износи 6,8 kWh/l. Када се упореди СПЕ у свету за овај тип индустрије која износи 5,08 kWh/l са слике се може видети да је компанија у 2010. години била у складу са светским стандардима али је велики пад обима производње у наредне две године изазвао поремећај у потрошњи енергената.

Слика 3.Специфична потрошња енергије

5. Предлог идејног решења котларнице

Слика 4. Стање котларнице након реконструкцијеПредлог идејног решења котларнице тиче се оптимизације сагоревања и уградње економајзера који служи за

снижавање температуре димних гасова (тренутно стање tdg=200 °C). Прорачун се сводио на прорачун сагоревања и израчунавање температуре напојне воде. Добијени су следећи резултати: tdg1=200 °C -> tdg2=120°C ,

λ1=1,3 -> λ2=1,1 ,η1=86,71% -> η2=91,71%.


Дипломирали, докториралиПТКатедра за процесну технику


6. Предлог идејног решења компресорске станицеРеконструкција компресорске станице своди се на коришћење отпадне топлоте из компресора коју треба

спровести до производног погона и у зимском периоду ће бити једано од решења за грејање тог дела фабрике. Пошто компресор ради 7 часова на дан, израчуната је могућа уштеда енергије постављањем канала који би отпадну топлоту спровели до производног погона. Енергија која би се уштедела износи 35 kWh. Претварањем kWh у метре кубне природног гаса добили смо уштеду у природном гасу која износи 4,06 м3/дан.

7. Предлог идејног решења система осветљењаРеконструкција система осветљења тиче се замене свих постављених сијалица и рефлектора осим постојећих

штедљивих. Укупна инсталисана снага за осветљење код постојећег стања износи 10,17 kWh, а након реконструкције заменом неонки са високо ефикасним флуо цевима и занменом живиних сијалица са лед лампама износи 5,28 kWh, што је скоро 50% мање. Даљим прорачуном дошло се до годишње уштеде која износи 42797,28 kWh/god

Kључне речи:Енергетска ефикасност, природни гас, потрошња, енергенти


Дипломирали, докторирали ПТ


Кандидат: Петар Поповић

Предмет: Заштита ваздуха

Назив теме: Идејно решење система филтрације отпадног ваздуха из постројења фармацеутске индустрије за производњу прашкастих форми лекова

Ментор: проф. др. Дејан Радић



Главни део постројења за производњу прашкастих форми лекова у фармацеутској индустрији је сушара. Након завршеног поступка мокре гранулације добијена комбинација лека се убацује у сушару кроз систем млазница који распршују производ по сушари. Затим се доводи пречишћен и прерађен ваздух који делује у супротном смеру и на тај начин се производ суши и таложи на дну где се врши прикупљање, затим цевоводом спроводи до циклона, филтрира и на крају сакупља у специјалне танкове. Ваздух за сушење производа садржи значајну количину чврсте фазе. У зависности од токсичности производа, овај отпадни ваздух се филтрира у системима са врећастим филтрима или ХЕПА филтрима.

Конкретно у оквиру теме дипломског рада су обрађена следећа поглавља:

- Техничко-технолошке карактеристике сушара са флуидизованим слојем и спреј сушара- Техничко-технолошке карактеристике система за контролу емисије из сушара- Идејно решење са елементима материјалног и топлотног биланса постројења фармацеутске индустрије за

производњу прашкастих форми лекова- Динемзионисање деоница цевовода, вентилатора, електромотора и врећастог филтера- Избор одговарајуће опреме (вентилатор, електромотор и врећасти филтер)- Графичка документација

Kључне речи:Сушара, флуидизовани слој




Дипломски рад, М.Сц. рад

Кандидат: Александар Марковић

Предмет: Управљање отпадом и отпадним водама

Назив теме: Идејно решење PUTOX постројења за пречишћавање санитарно-фекалних отпадних вода из индустријског погона капацитета 1500 радника и 1200 ЕС

Ментор: проф. др Александар Јововић, дипл. инж. маш.



Заштита животне средине и рационално коришћење материјала и енергије, постаје у последње време, одређујући фактор у области научно-техничког и укупног развоја привреде једне земље. Проблем заштите животне средине постао је данас један од прворазредних друштвених задатака. Данас присутне негативне последице, углавном су резултат погрешно планиране индустријализације, изградње стамбених насеља, сабoраћајних система, неконтролисане и неадекватне употребе енергије, као и недовољног познавања основних законитости из домена животне средине.

Дипломски рад је обухватио пет тачака:1. анализу законских прописа из области заштите вода;2. анализу настајања отпадних вода и њихов састав;3. анализу и преглед уређаја за пречишћавање отпадних вода;4. материјални биланс постројења;5. идејно решење постројења.

Основни подаци постројења:• Биолошко оптерећење постројења износи: N = 1200 ES;• Хидрауличко оптерећење: Q = 12,5 m³/h;• Број запослених: 1500 радника.

При изради идејног решења задатак је био да се уради реконструкција постојећих објеката и предвиди замена дотрајале и старе опреме, новом, као и да се предвиди доградња недостајућих објеката који су према законским обавезама о заштити вода, неопходни. То је мерач протока.

Постојеће постројење за прећишћавање санитарних отпадних вода заснивало се на биолошком процесу редукције растворених органских материја помоћу микроорганизама уз дубинску аерацију третиране воде и непрекидну рециркулацију муља. Базени су били димензиронисани према тада важећим прописима. Процес биолошког третмана је потпуно прихватљив и он се као такав и даље задржава.

Имајући у виду облик и димензије постојећег постројења који се састоји од четири армирано-бетонске коморе од којих су прве две примарни таложници запреминe V = 242 m³, при чему истовремено прва служи као базен за прихват вишка муља, трећа комора је биолошки базен, а четврта секундарни таложник запремине V = 88 m3. Прве две коморе су непотребно велике запремине и могу давати негативне ефекте у погледу аеробног третмана санитарних отпадних вода због веома дугог времена задржавања отпадних вода у њима и превођења комплетног садржаја обе коморе у анаеробно стање. Из тог разлога се предлаже премошћивање прве коморе постројења, тако да сирове отпадне воде иду у другу комору а сви отвори између њих се затварају. До сада су прве две коморе радиле као спојени судови. На тај начин се време задржавања сирових отпадних вода у примарним коморама, двоструко скраћује, а прва комора сада служи и за прихват вишка муља. Прва комора ипак има везу са другом комором на тај начин што ће се направити нови продор између њих који ће се налазити изнад нивоа течности у другој комори. Кроз њега ће се гравитационо преливати надмуљна вода након угушћивања вишка муља.





Имајући у виду облик и димензије постојећег постројења који се састоји од четири армирано-бетонске коморе од којих су прве две примарни таложници запреминe V = 242 m³, при чему истовремено прва служи као базен за прихват вишка муља, трећа комора је биолошки базен, а четврта секундарни таложник запремине V = 88 m³. Прве две коморе су непотребно велике запремине и могу давати негативне ефекте у погледу аеробног третмана санитарних отпадних вода због веома дугог времена задржавања отпадних вода у њима и превођења комплетног садржаја обе коморе у анаеробно стање. Из тог разлога се предлаже премошћивање прве коморе постројења, тако да сирове отпадне воде иду у другу комору а сви отвори између њих се затварају. До сада су прве две коморе радиле као спојени судови. На тај начин се време задржавања сирових отпадних вода у примарним коморама, двоструко скраћује, а прва комора сада служи и за прихват вишка муља. Прва комора ипак има везу са другом комором на тај начин што ће се направити нови продор између њих који ће се налазити изнад нивоа течности у другој комори. Кроз њега ће се гравитационо преливати надмуљна вода након угушћивања вишка муља.

Трећа комора у постојећем и у реконструисаном постројењу представља биолошки базен запремине V = 121 m³ и у њему се налази опрема за дистрибуцију компримованог ваздуха. Ваздух служи за унос кисеоника у воду којег микроорганизми користе при разградњи растворених органских материја у отпадној води, али и као основни медиј за транспорт (рециркулацију) муља из секундарног таложника (четврта комора) у биолошки базен.

Стање ове опреме је лоше и комплетно се замењује новом, при чему се дистрибуциони систем ваздуха распоређује по целој површини базена, а не као што је до сада било само у центру. То је основни недостатак старог аерационог система, јер је велика површина базена била не аерисана, што се одражавало на ефекте пада постројења.

Задржава се биолошки третман санитарних отпадних вода са активним муљем и уносом кисеоника преко компримованог ваздуха, али уз дистрибуцију са флексибилним, вибрирајућим, округлим и перфорираним гуменим дистрибуторима, распоређеним у виду роштиља по целој површини биолошког базена. Након одређеног времена задржавања у биолошком базену, отпадне воде гравитационо долазе у секундарни таложник у коме се врши таложење активног муља, тј. бистрење воде. Избистрена вода се преко назубљене преливне траке сакупља у корито које се налази на ободу секундарног таложника и потом се одводи у псотојећи дезинфекциони базен. Постојећа опрема секундарног таложника (уводна цев, централни цилиндар и мамут пумпа за вишак муља), потпуно је коридирала и мора се демонтирати и заменити новом.

Таложник је иначе правилно димензионисан и има део равних површина као и конусне странице под углом од 60о, тако да исталожени муљ гравитационо пада на конусне странице базена и својом тежином клизи ка дну истог. На дну таложника су монтиране усисне цеви мамут пумпи које захватају исталожени муљ и транспортују га у биолошки базен (рециркулисани муљ) или у базен за вишак муља. Наведене операције се обављају манипулацијом вентила за довод ваздуха до мамут пумпи.

Дакле, третирана и избистрена вода се сакупља и доводи у постојећи дезинфекциони базен запремине V = 5,25 m³, а потом преко мерача протока, чији је опсег мерења Q = 2÷48 m³/h (нови објекат), одводи у сабирни шахт и даље канализационим одводом у природни реципијент (реку Кладницу). Tретирана отпадна вода ће се дезинфииковати на тај начин што ће се аутоматски, пропорционално протоку, дозирати дезинфекционо средство, раствор натријумхипохлорита, NaOCl (Жавелова вода). Постојећа опрема која је потпутно дотрајала и није у функцији, мења се новом опремом.

Kључне речи:отпадне воде, заштита животне средине



Дипломски рад, М.Сц. рад

Кандидат: Марија Шћепановић

Предмет: Индустријске пећи и котлови

Назив теме: Идејно решење искоришћења отпадне топлоте димног гаса на потисној пећи капацитета 250 t/h челичних слабова

Ментор: проф. др Дејан Радић

Датум одбране: 03.10.2014.год.


У оквиру рада приказана су поглавља која се тичу потрошње енергије, размене топлоте и различитих технолошких операција које доводе до финалног производа а то су челични слабови одређених димензија и карактеристика. Слабови се загревају у потисној пећи капацитета 250 t/h пролазећи кроз три температурне зоне (зона предгревања, загревања и егализације). Једначином топлотног биланса у оквиру прорачунског дела, израчунати су губици енергије и унета енергија у потисну пећи, који су приказани табели 1.

Унета енергија Ознака Снага, kW Проценат, %

Хемијска енергија горива QBh 74 876 81

Физичка топлота ваздуха Qv 8 106 19

Укупно Q 82 982 100

Утрошена енергија

Загревање метала Q1 57 329,7 67

Потенцијал димних гасова Q4 20 096 22,2

Губици кроз озид Q6 475,174 5,8

Остали губици Q7 4 149 5

Укупно - 82 982 100

Табела 1. Унета и утрошена енергија у потисној пећи

У наставку пећи су два зрачна и четири канална рекуператора. Температура предгрејаног ваздуха за сагоревање на излазу из зрачних рекуператора је добиена итеративним прорачуном и износи 156 °C, док температура ваздуха за сагоревање који се предгрева на излазу из каналних рекуператора износи 400 °C. Температура предгревања ваздуха (tv=270 °C) је пројектни податак и битна је за израчунавање потенцијала димних гасова Q4. Уврштавањем ове вредности добијен је степен искоришћења отпадне топлоте од 37 %. Идејно решење које је приказано у овом МСц раду подразумева рекуперацију отпадне топлоте за предгревање ваздуха за сагоревање на максимално могућу температуру (>270 °C).

С обзиром да се у каналном рекуператору користио део отпадне топлоте димног гаса на рачун предгревања ваздуха за сагоревање на 200 °C, то је повлачило потешкоће у раду ових рекуператора. Решење је замена каналних рекуператора високоефикасним регенеративним размењивачима топлоте типа Pebble Heater (регенеративни раз,мењивачи топлоте са кугличном испуном и радијалним прострујавањем флуида кроз испуну). Температура димних гасова на излазу из рекуператора је снижена са 560 °C на 400 °C. Нова, виша температура предгревања ваздуха је 550 °C. Степен искоришћења је увећан за 24% и сада износи 61%. Предгревањем ваздуха на вишу температуру омогућено је знатно боље искоришћење отпадне топлоте, чиме се остварују знатне уштеде и то: уштеда горива од 20% или повећање капацитета пећи од 19 % за исту потрошњу горива.

На слици 1 је приказана технолошка шема повезивања батерија размењивача топлоте типа Pebble Heater и постављање на место каналних рекупњеративних размењивања топлоте.





Слика 1. Шема повезивања Pebble Heater размењивача на потисној пећи капацитета 250 t/h1 – довод горива, 2 – довод прегрејаног ваздуха температуре 550 °C, 3 – флуидодинамички вентил,

4 – размењивачи топлоте типа Pebble-Heater, 5 – улазна врата пећи, 6 – одвод димних гасова, 7 – горионици, 8 – четворокраки вентил, 9 – довод околног ваздуха,

10 – димњак, 11 – потисна пећ, 12 – зрачни рекуператор

Kључне речи:отпадна топлота, потисна пећ, степен искоришћења, рекуператор


1. Монографије из машинства

Милован Живковић и Ташко Манески ТЕРМОМЕХАНИЧКИ НАПОНИ ЦЕВОВОДА И ПОСУДА Цена: 750 дин.

Борис СлипчевићРАЗМЕЊИВАЧИ ТОПЛОТЕ(II издање)

Цена: 950 дин

Милан РикаловићДОБОШАСТИ РАЗМЕЊИВАЧИ ТОПЛОТЕ


Димитрије Вороњец и Ђорђе КозићВЛАЖАН ВАЗДУХ – ТЕРМОДИНАМИЧКЕ ОСОБИНЕ И ПРИМЕНА (IV издање)


Слободан ЋирићКОТЛАРНИЦЕ, ТОПЛОТНЕ МРЕЖЕ И ТОПЛОПРЕДАЈНЕ СТАНИЦЕ


Бранислав Тодоровић и Милица Милинковић-ЂапаРАЗВОД ВАЗДУХА У КЛИМАТИЗАЦИОНИМ СИСТЕМИМА (III издање)


Срђан РаичковићКОМПРЕСИБИЛНИ И МЕХАНИЧКИ ЗАПТИВАЧИ


Родољуб ВучетићЗДРАВЉЕ ЖИВОТНЕ СРЕДИНЕ & ПРОМЕНА КЛИМЕ


Стеван ШамшаловићТОПЛОТНА ПУМПА - Технологија одрживе производње енергије


2. Приручници из машинства

Бранислав Живковић и Зоран СтајићМАЛИ ТЕРМОТЕХНИЧКИ ПРИРУЧНИК


Светислав ЗарићПРИРУЧНИК ИЗ ИНДУСТРИЈСКЕ ПНЕУМАТИКЕ


Група аутораТЕХНОНИКА И ТЕХНОЛОГИЈА У ЗАШТИТИ ЖИВОТНЕ СРЕДИНЕ


Родољуб ВучетићПРИРУЧНИК О УРАВНОТЕЖАВАЊУ ЦЕВНИХ МРЕЖА У ГРЕЈАЊУ, ХЛАЂЕЊУ И КЛИМАТИЗАЦИЈИ


Стеван ШамшаловићТЕХНОЛОГИЈА ХЛАЂЕЊА И СМРЗАВАЊА ХРАНЕ


Небојша ГраховацПРИРУЧНИК ЗА ВЛАЖАН КОМПРИМОВАНИ ВАЗДУХ


Инжењерска библиотекаПТ


Живојин ПеришићВЕНТИЛАЦИЈА ПОРОДИЧНИХ И КОМЕРЦИЈАЛНИХ КУХИЊА


Србислав Генић, Бранислав Јаћимовић, Марко Јарић, Никола БудимирСВОЈСТВА ПРОЦЕСНИХ ФЛУИДА


Радивоје Топић

СУШЕЊЕ И СУШАРЕ


3. Приручници из електротехнике

Драган Вићовић & Зоран ХаџићЕЛЕКТРИЧНЕ ИНСТАЛАЦИЈЕ НИСКОГ НАПОНА


Драган Вићовић & Зоран ХаџићЗАШТИТА ОБЈЕКАТА ОД АТМОСФЕРСКОГ ПРАЖЊЕЊА


Љиљана Рашајски, Гојко Дотлић и Марија МрђановМАЛИ ЕЛЕКТРОЕНЕРГЕТСКИ ПРИРУЧНИК (МЕП) (IV издање, 2009)


4. Техничка регулатива из машинства, електротехнике и додирних дисциплина

ПРАВИЛНИЦИ ИЗ ЕЛЕКТРОЕНЕРГЕТИКЕПостројења, надземни водови, заштита од статичког електрицитета и од пожараПриредила Марија МрђановЦена: 700 дин

КАБЛОВИ, САМОНОСЕЋИ КАБЛОВИ, УЖАД И КРАТКИ СПОЈИзводи из техничких стандарда у електроенергетициПриредила Марија МрђановЦена: 900 дин

Миодраг ИсаиловићТЕХНИЧКИ ПРОПИСИ О ЗАШТИТИ ОДПОЖАРА И ЕКСПЛОЗИЈА (IV издање, 2007)


Драгана & Стеван ШамшаловићВОДИЧ КРОЗ СТАНДАРДЕ И ПРОПИСЕ О ГРЕЈАЊУ, ХЛАЂЕЊУ И КЛИМАТИЗАЦИЈИ


5. Остало

Надежда Митровић-Житко и Стеван ВукотићПРИРУЧНИК ЗА ПРИПРЕМУ ОПШТЕГ ДЕЛА СТРУЧНОГ ИСПИТА ЗА РАДНИКЕ ТЕХНИЧКИХ СТРУКА


НАУЧНО-ТЕХНИЧКИ ПЕТОЈЕЗИЧНИ РЕЧНИК (ГРЕЈАЊЕ, ХЛАЂЕЊЕ, КЛИМАТИЗАЦИЈА)


Инжењерска библиотека ПТ


Documents

Casopis Procesna Tehnika 1 -2014