tmmob makina mühendisleri odası

Transkript

1 tmmob makina mühendisleri odası İLİ YENİ ve YENİLENEBİLİR ENERJİ KAYNAKLARI SEMPOZYUMU VE SERGİSİ BİLDİRİLER KİTABI EDİTÖRLER Yrd. Doç. Dr. Şükrü SU Doç.Dr. Mustafa İLBAŞ MMO Yayın No: E / 2003 / 330 EKİM KAYSERİ

2 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri tmmob makina mühendisleri odası Adres : Sümer Sokak No: 36 / 1 - A Demirtepe, ANKARA Tel : (0 312) ; ; ; Fax : (0 312) E-posta : mmo@mmo.org.tr Web : MMO Yayın No: E / 2003 / 330 ISBN : Bu yapıtın yayın hakkı 'na aittir. Kitabın hiçbir bölümü değiştirilemez. 'nın izni olmadan elektronik, mekanik vb. yollarla kopya edilemez ve çoğaltılamaz. Kaynak gösterilmek suretiyle alıntı yapılabilir. DİZGİ BASKI : TMMOB MMO KAYSERİ ŞUBESİ : NETFORM MATBAACILIK AŞ. - KAYSERİ

3 PRİNANIN BİR YAKIT OLARAK KULLANIMI VE ELDESİ Esra KURTULUŞ MAK-ELSAN Isı Cihazları İmalatı ve Ticareti ASTİM Org.San.Böl.3.Cad No: 12 AYDIN ÖZET Bu çalışmada, zeytinyağı fabrikalarının bir atığı olan prinanın yakıt olarak kullanılmasının faydalan ve diğer yakıtlarla olan karşılaştırılması, prinanın elde ediliş yöntemleri ve kullanıldığı yerler incelenmiş, deney sonuçları üzerine bilgiler verilmiştir. Anahtar kelimeler: Prina, alternatif zeytin yağı artığı, bitki kökenli yakıt ABSTRACT yakıt, in this study, we are dealing with usage of olive cake as a fuel and comparison of olive cake with the other fuels, also sources of this potantial and usage places. Keywords:Olive cake, alternative fuel, waste of olive oil l.giriş Dünyadaki enerji ihtiyacı ve nüfus artışı ekonomik gelişimlere paralel olarak artış göstermektedir. Artan enerji ihtiyacını karşılayacak enerji üretimi ve çevre kirliliği yönetmeliklerini karşılayacak uygun enerji kullanımı, yenilenebilir bir enerji kaynağı olan biyokütle kullanımını çok önemli bir hale getirmektedir. Biyokütle kullanımı ile üretilen enerji güçlü bir kalkınmaya yardımcı olurken, Kyoto Antlaşması'nın hedefleri ile örtüşmesi açısından oldukça gereklidir [1]. Böylece Türkiye'de oldukça büyük bir sektör olan zeytinyağı üretiminde senelerce atık madde olarak çevre kirliliği yaratmış olan prinanın yakacak olarak endüstriye kazandırılmasının gerekliliği anlaşılmaktadır. Diğer yakıtlarla karşılaştırıldığında oldukça düşük maliyet gücü, yüksek ısıl değeri ve yenilenebilir oluşu yanında çevreye dost bir yakıt olması ile prina yakılmasının endüstriye getireceği yararlar oldukça fazladır. Bu çalışmada prinanın, yakacak olarak kullanımı ve elde ediliş aşamaları incelenmiştir. 2. PRİNA NEDİR? Prina zeytinyağı fabrikalarının bir artığı olup, Akdeniz ülkelerinde görülen önemli bir biyokütle çeşididir. Prina düşük maliyetle oldukça büyük miktarlarda elde edilebilir. Bitkisel yağlar ve prina, kükürt içermeyen alternatif yakıtlar olarak dikkate alınabilir. Prina aslında bir atık madde olduğu için diğer atıklar gibi uygun ve kabul edilebilir bir kullanım olmaması halinde problemler yaratabilir. Enerji üretiminde verimli ve uygun bir şekilde prina kullanımı iki probleme birden çözüm sağlamaktadır; temiz enerji üretimi ve zeytinyağı tesislerinin atığı olan bu maddenin tekrar kullanımı. 3.PRİNA NASIL ELDE EDİLİR? Geleneksel hidrolik pres veya sürekli santrifüj leme işlemi uygulayan zeytinyağı fabrikalarından elde edilmesine bağlı olarak iki tip prina tipi mevcuttur. Bu iki tip prina sırasıyla %25-30 ve % nem içermeleri ile birbirinden ayrılmaktadır. Şekil 1. Zeytinyağının Üretim Şeması Diğer taraftan, zeytinden elde edilecek prina ve yağ miktarı her ne kadar yetiştirme tekniğine, zeytin çeşidine ve yağa işleme vb durumlara bağlı ise de, ortalama olarak 100 kg zeytinden kg zeytinyağı ve kg prina elde edilebilmektedir. Modern sürekli sistemlerden elde edilen prina klasik sistemlerden gelen prinaya oranla daha çok nem ve daha az yağ içerdiği için daha düşük ticari değer taşımaktadır. Yağlı prinayı teşkil eden temel 105

4 bileşenlerin su, yağ ve katı maddeler (kabuk, meyve eti, çekirdek parçalan) olduğu, 100 kg zeytinden 40 kg'a kadar yağlı prina elde edildiği bilinmektedir. Zeytinden yağ çıkarıldıktan sonra elde edilen prinada kalan yağın daha sonra yeniden çözgen ekstraksiyonu ile (hekzan) yolu ile bir miktar daha alındığı, elde edilen yağa "prina yağı", kalan prinaya da "yağsız prina" denildiği bilinmektedir. 100 kg prinadan ortalama kg yağsız kuru prina elde edildiği ve enerji değeri 4000 kcal/kg olan prinanın yakacak olarak kullanılması gerektiği görülmektedir [2]. olmayacağı, düşük kükürt, kül içeriği ve sahip olduğu kcal/kg'lık ısıl değerinden dolayı yakıt olarak kullanılmasının uygun olacağı belirtilmiştir. 4.PRİNANIN KULLANIM YERLERİ Prina tek başına kullanılabileceği gibi düşük kalorili linyit kömürü gibi diğer yakıtlarla birlikte yakılabilir. Yıllık, yaklaşık 1 milyon ton zeytin, zeytinyağı üretimine girmekte ve yaklaşık ton prina bu işlemden sonra elde edilmektedir. Prinanın ısıl değeri yaklaşık kj/kg'dır. Odun ve yıkanmış kömürün ısıl değerleri sırasıyla ve kj/kg'dır. Prinanın kükürt oranı kütlece % değerindedir. Günümüzde prinanın kullanım yerleri; ekstraksiyon fabrikalarında, zeytinyağı üretim bölgelerinde zeytinyağı fabrikalarında sıcak su kazanlarında, prina yağı fabrikalarında sistem için gerekli sıcak su ve buhar imalinde, kireç ocaklarında, merkezi kalorifer sistemlerinde ve sanayi kuruluşlarında buhar, kızgınyağ kazanlarında yakıt olarak kullanılmaktadır. Türkiye'de prina üretiminin zeytin üretimine bağlı olarak yıldan yıla değişmesine rağmen bu değerin ortalama bin ton/yıl olduğu bilinmektedir [2]. Halen Türkiye'de zeytin üretim bölgelerine ve prina fabrikalarına yakın bazı sanayi kuruluşlarında da yağsız kuru prina, 2800 kcal/kg alt ısıl değeri ve fiyatının odun ve petrol ürünleri fiyatlarının çok altında bulunması ile yakıt olarak kullanımının ülke ekonomisine getireceği faydalar açıktır. 5.ANALİZ SONUÇLARI Değişik yakma sistemlerinde prina yakılarak yapılan emisyon ölçümlerinde yüksek oranda karbon monoksit emisyonunun çıktığı bu şekliyle HKKY'ye uymasının mümkün -,_ E Şekil 2. Prina ile Çalışan Kalorifer Kazanı [3J Analiz sonuçlarına göre; orijinal bazda %72-81 oranında uçucu madde, % oranında sabit karbon, %4-10 oranında kül, %0.1 oranında kükürt içerdiği ve alt ısıl değerinin kcal/kg arasında değiştiği belirtilerek, şehirlerimizde hava kirliliğinin azaltılması amacıyla kullanılan linyit kalitesine ( alt ısıl değer 4000 kcal/kg'dan yüksek, kükürt içeriği %1'den düşük, kül miktarı % 20'den az linyitler) uygun bir yakıt olduğu belirtilmiştir. Ancak raporlarda dikkat çeken bir nokta, prinanın yüksek oranda uçucu maddeye sahip olması ve bu uçucu maddenin deneme çalışmalarında orta sıcaklıkta ( C) yanma tamamlanmadan baca gazına karıştığının tespit edildiği, tam yanma sağlanmadığı için karbon monoksit emisyonu ile birlikte eksik yanma ürünü olan PAH emisyonlarının da oluştuğu ve klasik yakma sistemlerinin bu yakıtın yanmasına uygun olmadığıdır. Tablo 1.Prinanın yakılması sonucu elde edilen analiz değerleri (Not: Hidrojen miktarı saf bazda %5 kabul edilmiştir.) [4] Nem (%) Kül (%) Toplam kükürt (%) Alt ısıl değeri (kcal/kg) Üst ısıl değeri (kcal/kg) Orijinal Baz Kuru Baz

5 Tablo 2.Prinanın analiz sonuçlan Toplam nem (%) Kükürt (%) Uçucu madde(%) Alt ısıl değer (kcal/kg) Elek altı Kurutma artığı Tablo 3. Çeşitli çeltik, prina, kömür analiz sonuçlan: Ust ısıl değer (kcal/kg) Alt ısıl değer (kcal/kg) Bursa Etibank Kömürü Demirlisaz Kömürü Balıkesir Dursunbey Kömürü Stoktaki prina Ortaklar yağlı Prina Çeltik ( Not: - ölçülmeyen değerler) [4] Yoğunluk (kg/dm 3 ) Kül % Torbalı Nem % Prinanın ülkemizde klasikleşmiş eski teknoloji ürünü kazanlarda yakılmasına izin verilmesi durumunda hem önemli miktarda enerji kaybı olacağı hem de nitelikleri çok iyi bilinmeyen eksik yanma ürünü kirleticilerin atmosfere verileceği belirtilerek, prinanın yakıt olarak kullanılmasının izninin, ileri teknolojili (ön ısıtma/gazlaştırma; mekanik besleme vb) yüksek yakma bölgesi sıcaklığına ve bu sıcaklıkta yeterli bekleme süresine sahip, art yakıcılı ve etkili toz filtreleri olan tesislere verilmesi gerektiğine dikkat çekmişlerdir [2]. 6. PRİNAYLA VE ALPEORUJO İLE İLGİLİ YURTDIŞINDAKİ ÇALIŞMALAR Doksanlı yıllara kadar, zeytinyağı üretimi prosesi üç-aşamalı bir sisteme dayanmaktaydı. Bu sistemin üretim sonucu 3 akış oluşmaktaydı; saf zeytinyağı, alpechin adı verilen sıvı akışkan, orujo veya prina adı verilen katı pasta. Alpechin bünyesindeki yüksek biyokimyasal oksijen gerektiren (BOD) çözünen organik madde ve ince katılar sayesinde çevreye zararlıdır. Prinanın yaklaşık %3 civarındaki değişken yağ 0.0 içeriğinden, nem içeriği %8'e düşürüldükten sonra ekonomik olarak yeniden sıkılarak yararlanılabilir. Alpechin'in ayrıştırılması için, iki fabrika artığı sıvı akışını (zeytinyağı ve alpeorujo) kullanan yeni bir proses teknolojisi ortaya çıkmıştır. Islak katı akışı veya alpeorujo, alpechin ve prinanın içerdiği bütün maddeleri içermektedir. Alpeorujo'nun karakteristiği oldukça farklıdır. Alpeorujo içerisinde çekirdek, meyve eti ve bitki suyu bulunan ince çamur kıvamında bir maddedir. Nem içeriği %65 civarında olup, prinanın nem içeriği %40-45 arasındadır. Bu yüksek nem içeriği, üç aşamalı sistemden kaynaklanan bitki suyundaki şeker ve ince katılar sebebiyle alpeorujoya hamur kıvamını vermektedir. Bu da, bu maddenin transportunu, stoklamasını ve kullanımını güçleştirmektedir. Bu sebepten bu maddenin istiflenmesi zordur ve büyük havuzlarda tutulmaktadır. Herhangi bir durumda, yağ üretimi sırasında alpeorujo işlemindeki ana problem kurutucularda karşımıza çıkmaktadır. Bu tip kurutucular üç aşamalı akışla elde edilen, homojen nem içeriğindeki kolayca istiflenen gevşek çekirdek ve meyve etine sahip prina için tasarlanmıştır ve döner kurutucuya beslenmektedir [5]. 7. PRİNANIN YAKILMASI İLE İLGİLİ BAZI ÇALIŞMALAR Literatürde, enerji üretimi için prinanın akışkan yataklı bir yakıcıda (bir sistemde) yakılmasıyla ilgili birçok çalışma bulunmaktadır. Prina yalnız kullanılabileceği gibi kaya yağı veya diesel yağı ile birlikte de kullanılabilir. Abu- Quadis [6], yalnızca prinanın sıra-kademeli akışkan yataklı bir sistemde (kaynayan yatak) yakılmasını araştırmıştır. Akışkanlaştırıcı vasıta (araç) kum olarak kullanılmıştır. Oldukça sabit bir yatak sıcaklığı (değişik hava/yakıt oranları için C arası) elde edilmiştir. Yatak sıcaklığındaki bu güzel denge, yatak içindeki yatak malzemesi ile yakıt parçacıklarının iyi bir karışım halinde olduğunu göstermektedir. Yanma verimi hava hızıyla değişim göstermekle birlikte yaklaşık olarak % civarındadır. Daha detaylı bir çalışma ise, Abu-Quadis ve Okasha [7] tarafından yapılmış olup, diesel yağı 107

6 ile prina karışımının düşey silindirik ve su soğutmalı yakıcı bir sistemde direkt olarak yakılması sonucu oluşmuştur. Bu çalışmanın sonuçları göstermiştir ki, diesel yakıtı içindeki prinanın kütle olarak yüzde miktarı 0 ile 7 aralığında arttırılırken, yanma verimi de artmaktadır. Karışımda prina yüzdesi ağırlık olarak %20 olana kadar sabit, kararlı alevler gözlenmektedir. Bu sonuçlar ve prinanın elde ediliş kolaylığı, yazarların prinanın önemli bir enerji kaynağı potansiyeli olduğuna yönelik yargılarına yardımcı olmuştur. Alkhamis ve Kablan ise prina boyutunun kalori değerine olan etkisini araştırmışlardır. Ayrıca, 'prina ile kayayağı karışımında, prinanın kaya yağını tutuşturma için gerekli olan enerjinin eldesinde kullanılması incelenmiştir. Bu çalışmaların sonuçları, tanecik büyüklüğü 2.3 mm'nin üzerinde bile tam bir yanmanın oluştuğunu bildirmektedir. Prina ve kaya yağı karışımının ortalama ısıl değeri Alkhamis ve Kablan tarafından kj/kg olarak hesaplanmıştır. Prina-kaya yağı karışımında prina kütlece fazla ise (kütlece %80-90) tam bir yanma gözlenmiştir. Ancak karışım kütlece % prina içeriyorsa, yanma tamamlanmamıştır. Bu sebepten herhangi bir işlemden geçmeden direkt olarak prina ile kaya yağının karışımının yakılması yanma performansı açısından uygun değildir. Cliffe ve Patumsawad [9], prina ile kömür karışımının yanmasını incelemişlerdir. Prina ile kömür akışkan yataklı bir fırında, prinanın enerji kaynağı olarak kullanılmasını incelemek amacıyla yakılmıştır. Yanma verimi ve CO emisyon analizleri %100 kömür yakılması sonucu elde edilen değerlerle karşılaştırılmıştır. Kömür yakan bir akışkan fırında kütlece %20'ye kadar prina içeren, prina+kömür karışımı yakılmıştır. Yakıt karışımı %20 prina içerirken, kömür fırını veriminde en fazla - %5'lik bir düşme gözlenmiştir. Yakıt karışımı %10 prina içerirken, CO emisyon değeri %100 kömür yakılması sonucu elde edilen değerden düşüktür. 8.SONUÇLAR Zeytin ağacının yetiştiği bölgelerde temiz enerji eldesi için bu atığın yakılması özellikle önemlidir. Bununla birlikte, proses verimini maksimum yaparken ortaya çıkabilecek zararlı madde oluşumu ve diğer problemleri düşünerek uygun teknoloji kullanılmalıdır. Isıl değeri ve fiyatının odun ve petrol ürünleri fiyatlarının çok altında bulunması ile yakıt olarak kullanımının ülke ekonomisine getireceği faydalar açıktır. KAYNAKLAR 1. Topal H., Atimtay A.T., Durmaz A., Fuel 82, 2003, Aydın İli Araştırma ve Geliştirme Vakfı Raporları, Mak Elsan Isı Cihazları Astim Org.Sa.Böl. Aydın 4. D.E.Ü. Çevre Mühendisliği Laboratuar Analizleri 5. R:Arjona,A.Garcia, P.Ollero, The Drying of Alpeoryjo,a waste product of olive oil mili industry, Journal Of Food Engineering 41, 1999, Abu-Quadis M, Energy 21, 1996, Abu-Quadis M, Okasha G., Appl. Energy 54,1996, Alkamis T.M., Kablan M.M; Energy 24, 1999, Cliffe KR, Patumsawad S., Waste Mgmt 21, 2001,49 ÖZGEÇMİŞ Mak.Müh.Esra KURTULUŞ 1978 tarihinde İstanbul'da doğdu. Orta öğrenimini Aydın'da Adnan Menderes Anadolu Lisesi'de tamamladı yılında Ege Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü'nde lisans öğrenimine başladı ve 2001 yılında eğitimini tamamladı. "Isı Pompalarının Endüstriyel Isı Geri Kazanımında Uygulamaları ve Termodinamik Analizi" konulu lisans bitirme tezini 2001 TESKON Kongre ve Sergisi'nde sundu yılında Ege üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Bölümü Termodinamik opsiyonunda yüksek lisans eğitimine başladı ve halen aynı bölümde eğitimine devam etmektedir yılından beri aktif olarak kazan ve basınçlı kap üretimi yapan MAK- ELSAN Isı Cih. San.ve Tic. Şti'de çalışmakta olup, iyi düzeyde İngilizce ve orta düzeyde Almanca bilmektedir. 108

7 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri KANALİZASYON KATI ATIKLARINDAN GAZLAŞTIRMA TEKNİĞİ YARDIMIYLA TEMİZ YAKIT ELDESİ A. Midilli;<*,* ) M. Doğru* G. Akay*' C.R. Howarth*> (*) School of Chemical Engineering & Advanced Materials, University of Nevvcastle, NE1 7RU, UK (**) Makine Mühendisliği Bölümü, Niğde Üniversitesi, 51100, Niğde ÖZET Bu çalışmada, downdraft gazlaştırma tekniğini kullanarak kanalizasyon katı atıklarından temiz yakıt eldesi araştırılmıştır. Bu amaç için, laboratuar ölçekli 5-kW kurulu gücünde bir gazlaştırıcı yardımıyla deneyler gerçekleştirilmiştir. Sonuç olarak, kanalizasyon katı atıklarından üretilen yakıtın kalorifik değerinin maksimum 3.2 MJ/Nm 3 olduğu, üretilen toplam gazın % arasında yanar gaz içerdiği bulunmuştur. Ayrıca, elde edilen temiz yakıtın ortalama olarak; % % H2, % 8.66 CO, % 1.58 CH4, % 0.72 C2H2 ve % 0.20 C2H6 içerdiği belirlenmiştir. Bunun yanında, üretilen temiz yakıtın ortalama enerji değerlerinin MJ/h MJ/h aralığında değiştiği görülmüştür. Anahtar kelimeler: Yakıt, insan dışkısı, downdraft gazlaştırma, gazlaştırma ve enerji. GİRİŞ Kanalizasyon katı atıkları, gelişmiş ve gelişmekte olan ülkeler için yenilenebilir biomass enerji kaynaklarından biri olarak kabul edilebilir. Bu tür katı atıklar, önceleri daha çok gübre olarak kullanılmaktaydı. Kanalizasyon katı atıklarının insan ve çevre üzerinde meydana getirdiği olumsuz ve zararlı koşullar nedeniyle, bu tür katı atıkların yeniden değerlendirilmesi gündeme gelmiştir. Bunun yanında, özellikle son yıllarda yenilenebilir ve temiz enerjinin önem kazanması, kanalizasyon katı atıklarının artık enerji sektöründe de yeni bir enerji kaynağı olarak kullanılması fikrini ortaya çıkarmıştır [1-3]. Ancak uygun teknolojiler yardımıyla bu tür katı atıkların yararlı hale getirilmesi gerekir. Bu teknolojilerden bir de, gazlaştırma tekniğidir. Gazlaştırma tekniği, karbon içeren katı atıkları hidrojen, metan ve diğer hidrokarbonlara dönüştüren bir tekniktir. Bu teknikle elde edilen yanar gaz ısı ve elektrik üretiminde verimli bir şekilde kullanılabilir. Üretilen yanar gazın oranı, piroliz reaksiyon şartlarına, sıcaklığa, yakıtın ısıl değerine, nem içeriğine, malzeme boyutuna, atmosfer havasının karışımına, basıncına ve buhar oluşum süresine bağlıdır [2-4]. O halde, kanalizasyon katı atıklarının çevresel zararlarını ve olumsuz etkilerini azaltmak ve/veya tamamen gidermek için uygun bir dönüştürme tekniği kullanarak bu katı atıkları enerjiye dönüştürmek gerekir. Bu amaç için, downdraft gazlaştırma tekniği kullanılmıştır. Sonuç olarak, MJ/h MJ/h arasında enerji içeriğine sahip olan kanalizasyon katı atık gazları ısı ve güç üretiminde kullanılabileceğinden, kanalizasyon katı atıkları yenilenebilir enerji kaynağı olarak değerlendirilebilir. DENEYSEL ÇALIŞMA Deney düzeneği, downdraft reaktör, suyla ve filtre ile gaz temizleme ünitesi, fan ve kazandan meydana gelmiştir. Downdraft reaktörde 4 ana bölüm bulunumaktadır. Kanalizasyon katı atığı sahip olduğu nemin çoğunu kurutma bölgesinde bırakır. Bu bölgenin sıcaklığı C arasında değişmektedir. Piroliz bölgesinde kısmi oksidasyon meydana gelir ve bu bölgenin sıcaklığı C arasında değişmektedir. Oksidasyon bölgesinde eksotermik reaksiyonlar meydana gelir ve bu bölgenin sıcaklığı yaklaşık 1100 C civarındadır. İndirgeme bölgesinde, katı atıklardan elde edilen gazlaşmamış katı kömürü H2, CO, CH4, C2H2 ve C2H6 karışımına dönüşür. Deneylerin prensip şeması Şekil l'de gösterilmiştir. Elde edilen yanar gaz reaktörü yaklaşık 300 C ta terkeder. Bu gaz aynı zamanda; toz, is, diğer kirletici maddeler ve su buharı taşır. Bu gazın temizlenmesi yıkama ve filtreleme ünitesinde gerçekleştirilir. Yanar gaz bu ünitelerde, % oranında temizlenir ve 30 C de bu temizleme ünitelerinden ayrılır. 109

8 atık ve hava atık su çıkışı gazlaştırıcı kirli gaz sulu temizleyici temiz gaz \l kül ve kömür endüstri, tesisler, evler, araçlar, elektrik, yakıt pili, türbinler. Yakıt bileşiminin tayini Kromatograf qaz karışımı 1 ıa rotametre is ve toz tuzağı Şekil 1. Kanalizasyon katı atıklarından temiz gaz üretim işlemi Deneyler sırasında, sistem boyunca gaz akışı bir rotametre yardımıyla ölçülmüştür. Reaktör çıkışından gaz örnekleri alınarak yanar gazın bileşimi bir gaz Kromatograf (Shimadzu GC- 8A) cihazı yardımıyla belirlenmiştir. BULGULAR VE TARTIŞMA Dovvndraft reaktör kullanarak kanalizasyon katı atıklarından temiz gaz üretimi 6 ayrı deneyle araştırıldı. Deneylerden elde edilen verileri kullanarak, nemli ve kuru gazın kütlesel ve rotametre yardımıyla da hacimsel akış değerleri belirlendi. Üretilen gazın bileşimi genel olarak H2, CO, CH4, C2H2 ve C2H6 gibi yanar gazları içermektedir. Şekil 2'de, katı atık miktarına bağlı olarak üretilen nemli ve kuru gazın kütlesel değişimleri incelenmiştir. Şekil 2'de görüldüğü üzere, nemli gazın kütlesel akış değerleri 4.98 ila kg/saat arasında değişmekte iken kuru gazın kütlesel akış değerleri 4.88 ila kg/saat arasında değişmektedir. Sonuç olarak; katı atık besleme değerinin artmasıyla gaz çıkış miktarı da artmaktadır. Fakat nemli gazın akış değeri, katı atıktan elde edilen kül ve kömür miktarına bağlıdır. Üretilen gazın temizleme ünitesine gitmeden önceki ve sonraki is, toz ve yoğuşuk miktarları da gözlemlenmiştir. Bu değerler Tablo l'de gösterilmiştir. Deneyler sırasında, bu tür kirleticilerin daha çok fan girişi ve çıkışında depolandığı belirlenmiştir. Reaktörün soğuması sırasında, üretilen gazdan ayrılan isin daha çok reaktör içinde, fan ve filtre çıkışında yoğuştuğu fark edilmiştir. Ayrıca isin rotametre içinde yoğuşması, üretilen gazın hacimsel ölçümünü kısmen zorlaştırmıştır. Şekil 3 ve Tablo 2 kanalizasyon katı atıklarından elde edilen temiz gazın, kalorifik değerine ve kütlesel akışına bağlı olarak değişimlerini göstermektedir. Şekil 3 ve Tablo l'de görüldüğü üzere, temiz gazın kütlesel akış değerleri 1.03 ila 2.17 kg/saat arasında değişmektedir. 110

9 Di nemli gaz kuru gaz 0) ra a> ıh 4J 0 X Öl Katı atık besleme değeri (kg/h) Şekil 2. Üretilen gazın katı atık miktarına bağlı olarak değişimi Tablo 1. Kanalizasyon katı atıklanndan elde edilen gazın temizlik değerleri Deneyler Temizleme öncesi is ve toz değerleri Temizleme sonrası is ve toz değerleri Temizleme öncesi yoğuşuk değerleri Temizleme sonrası yoğuşuk değerleri Birim 3 gr/nm gr/nm gr/nm gr/nm Dİ D D D D î m (kg/ H B> H X (Ö N (0 Öl N H I Kalorifik değer Toplam teiniz gaz -*- - o f 1.5 c 1 â 0.5 Ji Üretilen gazın kütlesel akışı (kg/saat) Şekil 3. Kanalizasyon katı atıklarından elde edilen toplam temiz gazın, kalorifik değerine ve kuru gaz akışına bağlı değişimi 111

10 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri Tablo 2. Kanalizasyon katı atıklarından elde edilen yanar gaz miktarları Deneyler F dpg (kg/h) CV(MJ/Nm 3 ) F H2 (kg/h) Fco (kg/h) F CH 4 (kg/h) F C2H 2(kg/h) F C 6H6(kg/h) F Tcf (kg/h) Dİ D D D D ,44 D Kanalizasyon katı atıklarının ısıl değeri, Mahler Adyabatik Bomb Kalorimetre yardımıyla MJ/kg olarak ölçülmüştür. Bu katı atıklardan elde edilen gazın enerjisi, gazlaştırma reaktörünün çıkış sıcaklığına, referans sıcaklığa, (T r =ll C), kuru gazın hacimsel ve kütlesel akışına ve ayrıca katı atığın kalorifîk değerine bağlı olarak değişmektedir. Tüm bu parametreler dikkate alınarak, elde edilen temiz yakıtın toplam enerji içeriği MJ/h MJ/h arasında olmaktadır. Şekil 4'te elde kanalizasyon katı atıklarından elde edilen temiz gazın enerjisinin kuru gazın kütlesel akışıyla değişimi incelenmiştir. Elde edilen temiz gazın enerji miktarı kullanılan yakıtın kalorific değerine bağlı olarak belli bir değere kadar arttığı sonrada azaldığı görülmektedir. Bu durum elde edilen yanar gazların hacimsel bileşimlerinden kaynaklanmaktadır. Ayrıca, kanalizasyon katı atıklarından elde edilen temiz gazın verimi, sıcak gaz, soğuk gaz ve ham gaz verimlerine göre değerlendirilmiştir. Sıcak gaz verimi, kanalizasyon katı atıklarının sıcak gaz enerjisine ve kimyasal enerjisine bağlıdır. Soğuk gaz verimi, kanalizasyon katı atıklarının soğuk gaz enerjisine ve kimyasal enerjisine bağlıdır. Eğer üretilen gaz, herhangi bir temizleme işlemine alınmadan direkt olarak bir kazanda yakılırsa, o zaman ham gaz verimini tanımlamak mümkündür. Ham gaz veriminde, gazın içerdiği tar (is)'in da dikkate alınması gereklidir. O halde, Şekil 5, kanalizasyon katı atıklarından elde edilen gazın kütlesel akışına bağlı olarak, sıcak, soğuk ve ham gaz verimlerinin değişimlerini göstermektedir. katı atık boyutu = 3.5cm * İcra * 0.5cm Üretilen kuru gazın kütlesel akışı (kg/h) Şekil 4. Temiz yakıtın akış değerine bağlı olarak kanalizasyon katı atıklarından elde edilen gazın enerji değişimi 112

11 sıcak gaz"~o._ soğuk gaz " *... ham gaz Üretilen nemli gazın kütlesel akış değeri (kg/h) Şekil 5. Kanalizasyon katı atıklarından elde edilen gazın kütlesel akışına bağlı olarak sıcak, soğuk ve ham gaz verimlerinin değişimi Şekil 5'ten de görüldüğü üzere, üretilen gazm verimi gazın kütlesel akışına bağlı olarak artmaktadır fakat üretilen gazın kg/saat değerinden sonra azalmaktadır. Bunun nedeni, üretilen gazm bileşiminde bulunan yanar gazların değişkenliğidir. SONUÇLAR Yapılan deneysel çalışmadan elde edilen verilerin değerlendirilmesi neticesinde, aşağıda sıralanan önemli sonuçlara ulaşılmıştır. Kanalizasyon katı atıklarından elde edilen yanar gaz, CO, CO 2, H 2, Ot,, C 2 H4, C 2 H 6 gibi gazlan ve bunun yanında N 2, su buharı, toz ve çeşitli kirleticileri içerdiği görülmüştür. Bu gazm bir kazanda veya bir motorda kullanılabilmesi için kesinlikle yıkanması ve fıltrelenmesi gerekir. Kanalizasyon katı atıklarından elde edilen temiz yanar gaz miktarı öncelikle, piroliz ürünlerinin oksidasyon süresi, katı atık bileşimi, su içeriği ve reaksiyon sıcaklığı gibi parametrelere bağlıdır. Dovvndraft gazlaştırma tekniğini kullanarak kanalizasyon katı atıklarından yaklaşık 3.8 MJ/Nm 3 enerji değerine sahip temiz gaz üretmek mümkündür. Bu çalışmadan anlaşılan şudur ki, ülkemizde fazla miktarda bulunan ve yenilenebilir bir biomas enerji kaynağı olan kanalizasyon katı atıklarının, gazlaştırma tekniği kullanarak enerjiye dönüştürülmesi mümkündür. Bu sağlanırsa, kanalizasyon katı atıklarından kaynaklanan çevre ve hava kirliliği önlenmiş olacaktır. Konuyla ilgili olarak, İngiltere'nin Newcastle Üniversitesi'ndeki enerji araştırma ekibi ile ortak çalışmalar uzun zamandan beri halen devam etmektedir. Bu çalışmaların temel hedefi, ülkemizdeki kanalizasyon katı atıklarını enerjiye dönüştürmek, çevre dostu gazlaştırma teknolojisini tüm ülke sathına yaymak ve böylece ülkemizin enerji sektörüne katkıda bulunmaktır. TEŞEKKÜR Yazarlar, bu çalışmaya teknik olarak katkıda bulunan Nevvcastle Üniversitesi'ne ve maddi destek sağlayan Waste to Energy Ltd.'e teşekkür ederler. SEMBOLLER F dpg üretilen kuru gazın kütlesel akışı (kg/h) F H2 hidrojenin kütlesel akış değeri (kg/h) Fco CO'in kütlesel akış değeri (kg/h) F C H4 CH 4 'ın kütlesel akış değeri (kg/h) Fc2H2 C 2 H 2 'in kütlesel akış değeri (kg/h) Fc2H6 C 2 H6'in kütlesel akış değeri (kg/h) F Tcf toplam temiz yakıtın akış değeri (kg/h) CV kalorifik değer X H2 temiz gazdaki hidrojenin molaritesi X C o temiz gazdaki CO'in molaritesi X C H4 temiz gazdaki CH4' in molaritesi Makimi Mühendisleri Odası 113

12 KAYNAKLAR 1. H. Gruter, M. Matter, K.H. Oehlmann, M.D. Hicks, Drying of sewage sludge is important step in waste disposal, Water Sci Tech 22(12), (1990). 2. A. Midilli, M Doğru, C.R. Howarth, MJ. Ling, T. Ayhan, Combustible gas production from sevvage sludge with a downdraft gasifier, Energy Conv. Mgmt 42, (2001). 3. M. Doğru, A. Midilli, C.R. Howarth, Gasification of sewage sludge using a downdraft gasifier and uncertainty analysis, Fuel Processing Technology 75(1), (2002). 4. A. Midilli, M. Doğru, G. Akay, C.R. Howarth, Hydrogen production from sevvage sludge via a fixed bed gasifier product gas, Int J Hydrogen Energy 27, (2002). 114

13 TEK YANLI DÜZLEMSEL ANİGENİŞLEMELİ KANALLARDA ÇEVRİNTİLİ TÜRBÜLANSLI AKIŞIN SAYISAL HESAPLANMASI Tahir KARASU ÖZET Osmangazi Üniversitesi, Mühendislik Mimarlık Fakültesi, Makina Mühendisliği Bölümü, Meşelik, Eskişehir, Türkiye Bu araştırma, iki-boyutlu tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanallarda sürekli, sıkıştırılamayan, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın kapsamlı bir çalışmasının sayısal hesaplama sonuçlarını sunmaktadır. Hibrit yöntemiyle geleneksel sonlu hacim metodunu kullanarak, SMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modeliyle beraber, süreklilik ve momentum korunum denklemlerinin sayısal çözümleri, iteratif bir sayısal çözüm tekniğini kullanarak sağlanmıştır. Katı cidarlar yakınında cidar fonksiyonları kullanılmıştır. Tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal akış geometrilerinin çeşitli kesitlerinde yerel akış yönü hız profilleri, türbülans kinetik enerji profilleri, türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri ve türbülans viskozite profilleri için sayısal hesaplamalar sunulmuş ve deneysel bulgularla ayrıntılı olarak karşılaştırılmıştır. Sayısal hesaplamaların sonuçları çeşitli deneysel ölçümlerle genel olarak iyi uyum göstermektedir. 1. GİRİŞ Şekil l'de gösterilen iki-boyutlu, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli bir kanalda (geriye doğru basamaklı kanal) kompleks ayrımlı ve yeniden birleşmeli çevrintili türbülanslı akış büyük pratiksel önem taşımaktadır. Bu akış, ayrışma ve yeniden birleşme gibi temel fiziksel olayları incelemek için çok iyi bir örnek oluşturmaktadır. Şekil l'de gösterildiği üzere, bu akışta üç temel akış rejimi mevcut olup bunlar; yeniden birleşmeli bir kayma tabakası, kompleks çevrintili bir akış bölgesi ile durgun bir akış bölgesidir. Bu akış rejimleri türbülans modellerinin geçerliğini titizlikle test eder. Tek 115 yanlı düzlemsel bir anigenişlemede, kompleks çevrintili türbülanslı akış, hem deneysel ve hem de teorik olarak pekçok araştırmacı tarafından incelenmiştir. Bu araştırmacılar arasında de Groot [1], Westphal ve Johnston [2], Vogel ve Eaton [3], Ruck ve Makiola [4], ve Karasu [5-15] sadece birkaçıdır. Bu araştırmada, de Groot [1], Westphal ve Johnston [2], Vogel ve Eaton [3] ile Ruck ve Makiola'mn [4] deneysel ölçümleri sayısal hesaplamalarla karşılaştırmak için kullanılmıştır. Bu araştırmanın ana amacı, Launder ve Spalding'in [12] standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modelini cidar fonksiyonları sınır koşuluyla beraber kullanarak, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanallarda sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan, kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplamasını yapmak ve sayısal hesaplamaların geçerliğini kontrol etmek için deneysel ölçümlerle karşılaştırmaktır. 2. MATEMATİKSEL VE FİZİKSEL MODEL 2.1. Hareket Denklemleri ve Türbülans Modeli Şekil l'e ilişkin olarak, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanallarda sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplanmasında kullanılan matematiksel ve fiziksel model, akışı yöneten hareket denklemlerinin türbülans modeli denklemleriyle beraber aynı anda çözümünü gerektirmektedir. Süreklilik, momentum, türbülans kinetik enerji ile türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı korunumunu gösteren taşınım denklemleri, kartezyen koordinatları sisteminde genel bir diferansiyel denklem halinde aşağıdaki biçimde ifade edilebilir:

14 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri burada < ) ; u, v, k ve e bağımlı değişkenleri göstermektedir, u, v sırasıyla yatay (x) ve dikey (y) yönlermdeki yerel zaman ortalaması alınmış hız bileşenleridir, k ve sırasıyla yerel türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıdır. FA ve S,, sırasıyla genel değişken (J) için türbülans yayınım katsayısı ve kaynak terimidir, p ise akışkanın yoğunluğudur. Eğer <j) bire, F^ ve S^ sıfıra eşitlenirse (1) denklemi süreklilik denklemine indirgenir. Bu araştırmada kullanılan türbülans modeli Launder ve Spalding'in [12] standart k- e modelidir. Basınç, Patankar'ın [13] basınç düzeltme denkleminden çıkarılmıştır. Akışı yöneten hareket denklemleri Tablo l'de özetlenmiştir. Tablo 1. Hareket Denklemleri. 0 0 ap d He İ5+JL( i^l+af Ol dy dx{ e dy) dy{ e dy^ G-pe Not: 2. Türbülans modeli sabitlerine aşağıdaki değerler verilmiştir [12]: C^ = 0.09, Cj = 1.44, C 2 = 1.92, a k = 1.0, o = u ref I -t Kayma tabakası i/////////////////////s/////7/ /7/77////////////////////////////////// Çevrintili akış bölgesi Xr Yeniden birleşme noktası H Şekil 1. Koordinat sistemi ve tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal akış geometrisi. 116

15 2.2. Sınır Koşulları Şekil l'e ilişkin olarak, gözönüne alınan tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanallarda kompleks çevrintili türbülanslı akış için sınır koşullan aşağıdaki gibidir. Basamağın giriş düzleminde akış yönü hız dağılımı deneysel ölçümlerden belirtilirken, dikey yönündeki hız ise sıfıra eşit kılınmıştır. Türbülans büyüklükleri k ve e'na düzgün değerler verilmiştir; yani, k=( ) uf ef (veya u^) ve 8= (C^k 3 ' 2 / 0.03H), burada u (veya u ) girişteki referans hız olup H ise ref 0 kanalın yüksekliğidir. Çıkışta tamamıyla gelişmiş akış koşullarının hüküm sürdüğünün kabul edilebilmesi için, kanalın çıkış düzlemi çevrintili akış bölgesinden yeteri kadar uzaklıkta alınmıştır. Yani, çıkış düzleminde dikey hız sıfır kabul edilmiş ve bağımlı değişkenlerin akış yönündeki tüm gradyantlarının sıfır olduğu varsayılmıştır. Hesaplamalar, çıkış düzleminin giriş düzleminden 25 basamak yüksekliğinde alındığı aşağı akışa kadar sürdürülmüştür. Üst, alt ve basamak cidarlarında hız bileşenleri u, v ile türbülans büyüklükleri k ve e sıfıra eşit kılınmıştır. Katı cidar yakınındaki ağ noktalarında k ve e'nun değerleri Launder ve Spalding'in [12] cidar fonksiyonları kullanılarak hesaplanmıştır. Sayısal ıraksamaya neden olmamak için, başlangıç alan değerleri tüm sayısal hesaplama alanı boyunca uygun olarak belirtilmiştir Sayısal Çözüm Yöntemi Bu sayısal çalışmada, geleneksel sonlu hacim yaklaşımı kullanarak, Patankar ve Spalding'in [13] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. (1) numaralı kısmi diferansiyel denklemleri hibrit yöntemiyle bir kontrol hacme dayanan sonlu fark metoduyla ayrıklaştırılmıştır. Sınır koşullarıyla bağımlı olarak kısmi diferansiyel denklemlerin sonlu hacim biçimleri, üç köşegenli matris formuyla birlikte, kolon kolon çözüm yöntemini kullanarak iteratif olarak çözülmüştür Hesaplama Ayrıntıları Sayısal hesaplamalar IBM ES / 9121 bilgisayarında yapılmıştır. Sayısal ağ dağılımı, Şekil 2'de gösterildiği gibi, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalın (geriye doğru basamaklı kanal) cidarları yakınında ve çevrintili akış bölgesinde yoğun ağ çizgileri konsantrasyonuyla düzgün olmayan bir biçimde oluşturulmuştur. İncelenen herbir akış durumu için ağbağımsız bir çözüm elde etmek amacıyla farklı ağ büyüklükleriyle ağ testleri yapılmıştır. Burada sunulan tüm hesaplamalar ağ-bağımsızdır. Tablo 2 gözönüne alınan herbir akış durumu için hesaplama gereksinimlerinin ayrıntılarını özetlemektedir. Bu tabloda N yakınsamış bir çözüm elde etmek için yapılmış olan iterasyonların sayısıdır. T ise cpu saniye cinsinden zaman ve T/N de iterasyon sayısı başına zamandır. Şekil 2. de Groot'un [1] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı. 117

16 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri Tablo 2. Akış durumu, Reynolds sayısı, ağ büyüklüğü, cpu zamanı ve iterasyon sayısı. Akış Durumu de Groot [1] Westphal ve Johnston [2] Vogel ve Eaton [3] Ruck ve Makiola [4] Re Ağ Büyüklüğü (x) x(y) 40x30 40x30 40x30 40x30 T, cpu zamanı (saniye) N T/N BULGULAR VE TARTIŞMA Dört farklı, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanallarda, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış için, sayısal hesaplamalar yapılmış ve hesaplamaların sonuçları de Groot [1], Westphal ve Johnston [2], Vogel ve Eaton [3] ile Ruck ve Makiola [4] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılmıştır. Hesaplanan yerel akış yönü hız profilleri tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal karşısında x/h=0.1'den 25'e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Şekil 3'de de Groot'un [1] deneysel bulgularıyla karşılaştırılmıştır. Yerel akış yönü hızı, girişteki u b ortalama hızıyla boyutsuz kılınmıştır. 3 r 2 x/h = y/h 1 0 Hesaplamalar u /u b O Deney Şekil 3. Hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin de Groot'un [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. y/h Şekil 4. de Groot'un [1] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Makimi Mühendisleri Odası i i o k/u h 2

17 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri Sayısal hesaplama alanı girişte basamaktan 25 basamak yüksekliğinde alınan aşağı akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekil 3'den görüldüğü üzere, iki-boyutlu kanal boyunca akış yönü hız profili gelişmekte olup, hesaplanan profiller karşılıkları olan deneysellerle iyi uyum içindedir. Buna rağmen, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğunun takriben x/h=4.7 kesitinde oluştuğu bulunmuşken, deneysel akış tutunma uzunluğunun x/h=7.33 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu farklılıklar, kompleks çevrintili türbülanslı akışların layıkıyla hesaplanmasında kifayetsiz kalan standart k-e türbülans modelinden gelmektedir. Şekil 4'de kanal karşısında hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri, Şekil 3'deki gibi aynı aşağı akış kesitlerinde boyutsuz olarak k/u \ cinsinden çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış kanal boyunca geliştikçe, hesaplanan türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Şekil 5 ve 6, sırasıyla, kanal karşısında hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıyla türbülans viskozite profillerini, Şekil 3 ve 4'deki gibi aynı aşağı akış kesitleri için göstermektedir. Hesaplanan profiller sırasıyla girişteki türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı e in ve türbülans viskozite \ı tin ile boyutsuz kılınmıştır. Bu şekiller, hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıyla türbülans viskozite profillerinin kanal boyunca nasıl geliştiklerini göstermektedir. x/h= _L_ J L Şekil 5. de Groot'un [1] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktan profilleri. 3ry/h 3,- y/h Şekil 6. de Groot'un [1] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans viskozite profilleri. 119

18 Westphal ve Johnston'un [2] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı Şekil 7'de gösterilmiştir. Bu akış durumu için sayısal hesaplama alanı giriş düzleminden aşağı akışta 25 basamak yüksekliğinde alınan bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Akışın Reynolds sayısı 4x10 4 'dür. Burada Reynolds sayısı basamaktan üstakımda x/h=-3 mesafesinde ölçülen u ref referans akış yönü hızına ve h basamak yüksekliğine dayanır. Yani, Re= u ref h / V. Hesaplanan akış yönü hız profilleri ve bunların Westphal ve Johnston'un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz olarak u/u cinsinden, (x-x )/x ref r r = -0.22, 0.01 ve 0.40 boyutsuz akış yönü kesitlerinde, sırasıyla, Şekil 8, 9 ve 10'da gösterilmiştir. Burada x basamaktan kanal boyunca ölçülen akış yönü mesafesidir, x r ise akış tutunma (yapışma) uzunluğudur. (x-x r )/Xr= akış yönü kesitinde ki bu kesit çevrintili akış bölgesinde bulunmaktadır, deneysel hız dağılımı çevrintili bölgede aşın olarak hesaplanmış olup, ana akış bölgesinde ise düşük olarak hesaplanmıştır. (xx r )/x r = 0.01 akış yönü kesitinde ki bu kesit deneysel gözlemlemeye göre tutunma (yapışma) bölgesinde bulunmaktadır, deneysel hız dağılımı alt cidardan yaklaşık olarak y/h=0.8 dikey mesafesine kadar aşırı olarak hesaplanmış olup, ana akış bölgesinde ise düşük olarak hesaplanmıştır. Bu farklılıkların kaynağı, standart k-e türbülans modelinin çevrintili bölge ile tutunma bölgesindeki kifayetsizliğinden gelmektedir. (x-x r )/Xr= 0.40 akış yönü kesitinde ki bu kesit akış gelişme bölgesinde bulunmaktadır, hesaplamalar bu bölgede standart k-e türbülans modelinin kifayetliliğinden dolayı deneysel hız dağılımıyla iyi uyumdadır. Hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h= 5.5 noktasında oluşurken, deneysel akış yapışma uzunluğunun ise x/h= 8.6 noktasında oluştuğu bildirilmiştir. Şekil 7. Westphal ve Johnston'un [2] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı. 2, ,2 y/h 0,8 o Hesaplamalar Deney (x-x r )/x r = o o oo o o 0, u/u ref Şekil 8. Hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilinin Westphal ve Johnston'un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. 120

19 2,0 1,6 1,2 y/h 0,8 o Hesaplamalar Deney (x-x r )/x r = , ,2 0,4 0,6 0,8 1,0 u/u ref Şekil 9. Hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilinin Westphal ve Johnston'un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştınlması. 2,0 1,6 1,2 y/h 0,8 Hesaplamalar o Deney (x-x r )/x r = ,4 0,0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 u/u r ef Şekil 10. Hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilinin Westphal ve Johnston'un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştınlması. Vogel ve Eaton'un [3] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli geometrisindeki akış için kullanılan sayısal ağ dağılımı Şekil 11'de sergilenmiştir. Şekil 12 ise hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerini Vogel ve Eaton'un [3] deneysel ölçümleriyle x/h= 2.2'den 25'e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re= için karşılaştırmaktadır. Burada Reynolds sayısı basamaktan üstakımda x/h=-3 mesafesinde ölçülen u referans serbest akım hızına ve h ref basamak yüksekliğine dayanır. Yani, Re= u h ref / V. Yerel akış yönü hızı, u ref hızıyla boyutsuz kılınmıştır. Bu akış durumu için sayısal hesaplama alanı girişte basamaktan 25 basamak yüksekliğinde alınan aşağı akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekilden görüldüğü üzere Makimi Mühendisleri Odası 121 hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profılleriyle karşılıkları olan deneyseller arasında oldukça iyi bir uyum olmasına rağmen, Şekil 3'de olduğu gibi, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğu takribi olarak x/h=4.2 noktasında oluşurken, deneysel akış tutunma uzunluğu ise x/h=6.67 noktasında oluşmuştur. Bu farklar standart k-e türbülans modelinden kaynaklanmaktadır. Şekil 13, kanal karşısında hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin gelişimini, Şekil 12'deki gibi aynı aşağı akış kesitleri için göstermektedir. Şekilden gözlemlendiği üzere, türbülans kinetik enerji dağılımı kanal boyunca azalmaktadır.

20 Şekil 11. Vogel ve Eaton'un [3] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı x/h= y/h Hesaplamalar U / U re ( O Deney Şekil 12. Hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Vogel ve Eaton'un [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştınlması y/h x/h= k/u re, Şekil 13. Vogel ve Eaton'un [3] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. 122

21 Şekil 14'de Ruck ve Makiola'nın [4] akış durumu için kullanılan sayısal ağ dağılımı gösterilmiştir. Şekil 15 ise tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanaldaki akış için hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleriyle Ruck ve Makiola'nın [4] deneysel ölçümleri arasında x/h=l'den 15'e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re= için bir karşılaştırma vermektedir. Reynolds sayısı Re= u o h / v olarak tanımlanmıştır. Burada u o basamaktan önce hız profilindeki maksimum hızdır, h ise basamak yüksekliğidir. Bu akış durumu için sayısal hesaplama alanı basamaktan aşağı akışta 25 basamak yüksekliğinde alınan bir akış yönü mesafesine kadar uzanır. Şekil 15 incelendiğinde görülüyor ki, hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi kalitatif bir uyum göstermektedir. Akış iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe bu uyum daha da iyi olmaktadır. Bununla beraber, önceki araştırılan akış durumlarında olduğu gibi, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun takriben x/h=5.5 kesitinde oluştuğu bulunurken, deneysel kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun ise takribi olarak x/h=8 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu farklılıklar standart k- türbülans modeline atfedilmiştir. Kanal karşısında hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin gelişimi, Şekil 15'deki gibi aynı aşağı akış kesitleri için Şekil 16'da gösterilmiştir. i I I1 i1 I 1 L 1 _J - Şekil 14. Ruck ve Makiola'nın [4] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanal akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı. 50 r *"». p <"i n- n ı O-==- O«= O«= O«= O- 40 y (mm) I O Şekil 15. Hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Ruck ve Makiola'nın [4] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. 123

22 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 3-4 Ekim 2003 Kayseri Şekilden görüldüğü üzere, kanal boyunca türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Şekil 17 ve 18, sırasıyla, kanal karşısında hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıyla türbülans viskozite profillerini, Şekil 15 ve 16'daki gibi aynı aşağı akış kesitleri için sergilemektedir. Bu şekiller, türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profılleriyle, türbülans viskozite profillerinin kanal boyunca nasıl geliştiklerini göstermektedir y 30 (rmı) I J L J L k/u, 2 Şekil 16. Ruck ve Makiola'nın [4] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri y (mm) ele in Şekil 17. Ruck ve Makiola'nın [4] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri. 124-

23 50 40 y (mm) L- 0 0 O 5.53 Şekil 18. Ruck ve Makiola'nm [4] tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanalı için hesaplanan boyutsuz türbülans viskozite profilleri. 4. SONUÇLAR İki-boyutlu, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli kanallarda, ayrımlı ve yeniden birleşmeli, kompleks çevrintili türbülanslı akış için standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modelini kullanarak sayısal hesaplamalar yapılmıştır. Geleneksel sonlu hacim yöntemini kullanarak, Patankar ve Spalding'in [13] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Dört farklı, tek yanlı düzlemsel anigenişlemeli akış geometrileri için standart k- e türbülans modelinin performansı araştırılmıştır. Standart k-e türbülans modeliyle hesaplanan yerel akış yönü hız profilleri literatürde bildirilen çeşitli deneysel ölçümlerle karşılaştırılmıştır. İki-boyutlu geriye doğru basamaklı kanal karşısında hesaplanan ve ölçülen yerel akış yönü hız profillerinin karşılaştırılması genel olarak oldukça iyidir. Bununla beraber, basamak arkasındaki kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu ve genişliği standart k-e türbülans modeli tarafından daha küçük olarak hesaplanmıştır. KAYNAKLAR [1] de GROOT, W. A., Laser Doppler Diagnostics of the Flow Behind a Backvvard- Facing Step,Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA, [2] WESTPHAL, R. V., and JOHNSTON, J. P., Effect of Initial Conditions on Turbulent Reattachment Downstream of a Backward- Facing Step, AIAA Journal, 22, No. 12, pp , [3] VOGEL, J. C, and EATON, J. K., Combined Heat Transfer and Fluid Dynamic Measurements Dovvnstream of a Backward- 125 Facing Step, ASME J. Heat Transfer, 107, pp , [4] RUCK, B., and MAKİOLA, B., Partide Dispersion in a Single-Sided Backward-Facing StepFlow, Int. J. Multiphase Flow, 14, pp , [5] KARASU, T., Geriye Doğru Basamaklar Arkasında Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması, IV. Ulusal Temiz Enerji Sempozyumu, İstanbul, Bildiri Kitabı, Cilt 2, ss , [6] KARASU, T., Numerical Solution of Turbulent Separated Flow Past Backward-

24 Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 3 ' Ekim 2003 Kayseri Facing Steps, 7th International Combustion Symposium, Ankara, Turkey, Proceedings, pp , [7] KARASU, T., Computational Investigation of Turbulent Separated Flow Behind Backvvard- Facing Steps, Uluslararası Katılımlı Kayseri IV.Havacılık Sempozyumu, Kayseri, Bildiriler Kitabı, ss ,2002. [8] KARASU, T., Computer Simulation of Turbulent Separated Flow Behind Backvvard- Facing Steps, Proceedings of the Fourth GAP Engineering Congress, Şanlıurfa, Turkey, Vol. 1, pp. 1-8, ;yj KARASU, T., Computer Analysis of Turbulent Recirculating Flow Över Backvvard- Facing Steps, 13. Ulusal Isı Bilimi ve Tekniği Kongresi, Konya, Bildiri Kitabı, ss , [10] KARASU, T., Computer Simulation of Complex Turbulent Recirculating Flow in Axisymmetric Sudden Expansions, 7th International Combustion Symposium, Ankara, Turkey, Proceedings, pp , ÖZGEÇMİŞ Prof. Dr. Tahir KARASU 1950 yılında Eskişehir'de doğdu. D.I.C. (Diploma of Imperial Çollege), Imperial College of Science, Technology and Medicine, London, İngiltere; M.Sc, The University of Birmingham, Birmingham, İngiltere; ve Ph.D., The University of London, London, İngiltere, derecelerini aldı yıllarında Amerika Birleşik Devletlerinde Kaliforniya'da Los Angeles'ta University of Southern California'da postdoktoral araştırmacı olarak çalıştı yıllarında Uludağ Üniversitesi'nde, yıllarında Çukurova Üniversitesi'nde ve yıllarında Anadolu Üniversitesi'nde çalıştı. 1984'te doçent, 1995'te profesör oldu yılından beri Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nde Termodinamik Anabilim Dalı Başkanlığını yapmakta olan Prof. Dr. Tahir Karasu İngilizce bilmekte ve ağırlıklı olarak Akışkanlar Mekaniği, Termodinamik, Isı Transferi, Sayısal Akışkanlar Dinamiği ve Isı Transferi alanlarında çalışmaktadır. [11] KARASU, T., KURAL, O., ATAER, Ö. E., Kanallarda Türbülansh Akımların Sayısal Hesaplanması, DCUlusal Mekanik Kongresi, Ürgüp, Bildiriler Kitabı, ss , [12] LAUNDER, B. E., and SPALDİNG, D. B., The Numerical Computation of Turbulent Flovvs, Comp. Meth. Appl. Mech. Engng., 3, pp , [13] PATANKAR, S. V., Numerical Heat Transfer and Fluid Flovv, Chapters 5 and 6, pp ,Hemisphere,McGraw-Hill, Washington, DC,