ساخت و بهره برداری از یک سیستم سرمایشی جذبی-ماشین جذبی و کاربردهای آن-ترمودینامیک سیکل-بررسی اوپراتور-بررسی کندانسور-بررسی محفظه جاذب-بررسی ژنراتور

ساخت و بهره برداری از یک سیتم سرمایشی جذبی-ماشین جذبی و کاربردهای آن-ترمودینامیک سیکل-بررسی اوپراتور-بررسی کندانسور-بررسی محفظه جاذب-بررسی ژنراتور

پایان نامه رشته مکانیک در۱۳۷ صفحه

 ماشین جذبی و کاربردهای آن

در سال ۱۷۷۷ یعنی بیش از ۲۰۰ سال پیش یک فرانسوی به نام «نایرن» (Nairne)تئوری تبرید جذبی را ارائه کرد. در سال ۱۸۶۰ اولین چیلر جذبی که با آمونیاک و آب کار می کرد ساخته شد. در سال ۱۹۴۵ اولین چیلر جذبی به وسیله کمپانی «کریر» به فروش رسید. چیلر جذبی سرگذشتی طولانی.

از بخار آب یا سوختن سوخت آب سرد تولید کند کمی مشکل باشد! [۱] اما هم اکنون در دنیا به دلیل

از مبردهای مخرب لایه ازن به این ماشین توجه خاصی شده است.

۱-۱-۱- مفاهیم و اصول (۱)

تئوری ماشین جذبی از مفهوم «افزایش نقطه جوش»
(Boiling point increase)گرفته شده است. زمانی که یک مول از محلولی با یک لیتر آب مخلوط شود نقطه جوش در حدود   افزایش می یابد. آب خالص در شرایط استاندارد در  می جوشد، اما وقتی که چند مول از محلولی به آب افزوده شود نقطه جوش آن چند درجه زیاد خواهد شد. این مطلب که در دبیرستان آموزش داده شده برای چیلر جذبی مورد استفاده قرار گرفته است.

تولید آب سردشده: زمانی که یک خشک کننده (desiccant) در

.محفظه ممکن است تقریبا در حد خلاء با دمایی حدود  باشد چرا که مقدار بخار آب بسیار کم است. (شکل ۱-۱)

 

 

 

 

 

 

شکل(۱-۱)

اگر این محفظه به محفظه دیگری که حاوی آب خالص است و از راه یک شیر متصل شود، فشار محفظه جدید باید در حدود ۰٫۱ بار مطلق (Absolute bar) و دمای آن در حدود  باشد. میان آب خالص و

یاد بخار آب، فرایند کاهش فشار زیادی را با حرکت به محفظه خشک کننده می گذارند و مقداری از آب هم بخار خواهد شد و خود را خنک خواهد کرد.  (شکل ۲-۱)

 

 

 

شکل(۲-۱)

اگر لوله های آب سرد در محفظه آب خالص نصب شوند، آب در لوله ها سرد یا خنک می شود و این آب خنک می تواند برای تهویه مطبوع با فرایند سرد کردن مورد استفاده قرار گیرد.

تغلیظ دوباره: (Reconcentration) هنگامی که بخار آب اضافی که توسط مایع خشک کننده جذب می شود فرایند

.گاز دوباره تغلیظ می شود. (شکل ۳-۱)

 

 

 

 

 

شکل (۳-۱)

بنابراین مبرد جذب شده به وسیله چنین حرارتی بخار

.ه غلیظ خواهد شد. بخار آب در محفظه خشک کن به وسیله آب خنک کن، سرد می شود و دوباره به صورت مایع در می آید. (شکل ۴-۱)

شکل (۴-۱)

به هر حال خشک کننده به صورت جامد به آسانی به

واقعی استفاده می شود.

۲-۱-۱- فرایندهای ترمودینامیکی درسیکل تبرید جذبی (۳)

معمولی ترین فرایندهای ترمودینامیکی که در تبرید جذبی و سیستم های صنعتی جذبی اتفاق می افتند، در اینجا تشریح می شوند. این فرایندها: مخلوط شدن آدیاباتیک و غیر آدیاباتیک دو جریان گرمایش  وسرمایش شامل تقطیر و تبخیر و فرایند خفگی هستند.

مخلوط شدن آدیاباتیک دو جریان: شکل (۵-۱) مخلوط شدن

.برقراری تعادل جرم و انرژی در حجم معیاری است که توسط محفظه اختلاط تعریف می شود.

شکل (۵-۱): فرایند مخلوط شدن جریان دائم و آدیاباتیک

تعادل انرژی: (۱-۱)

تعادل جرم: (۲-۱)

و تعادل جرم برای یک جزء: (۳-۱)

با حذف  از معادله های (۱-۱) و (۲-۱):

معادله (۴-۱) خط مستقیمی را روی نمودار h-x تعریف می کند، همانطور که در شکل(۵-۱) نشان داده شده است، حالت ۳ باید روی این خط قرار داشته باشد. می‌توان نشان داد که:

(۵-۱)

(۶-۱)

می توان از نمودار h-x برای حل مسائل مخلوط شدن استفاده کرد. اما این روش هنگامی که حالت نهایی در ناحیه مخلوط قرار داشته باشد کمی پیچیده است.

– مخلوط شدن دو جریان با انتقال حرارت: این نوع

۶-۱) نمایش داده شده تعادل انرژی تبدیل می‌شود به:

(۷-۱)

و معادله های تعادل جرم همان معادله های مخلوط شدن آدیاباتیک هستند:

(۸-۱)

(۹-۱)

 

 

 

 

 

شکل (۶-۱) مخلوط شدن دائم دو جریان با انتقال حرارت

معادله برای غلظت  همان معادله (۵-۱) است در حالی که معادله آنتالپی  به صورت زیردر می آید:

(۱۰-۱)

معادله (۱۰-۱) با معادله (۶-۱) تنها در جمله آخر تفاوت دارد. نمایش این مطلب را روی نمودار h-x در شکل (

.افزوده شود نقطه ۳ بالاتر از نقطه ‘۳ قرار خواهد گرفت (ژنراتور ماشین جذبی)

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

شکل (۷-۱): فرایند خفگی برای مخلوط مایع دوتایی تحت شرایط جریان دائم

– فرایندهای گرمایش و سرمایش: تبخیر و تقطیر تنها در سیکل جذبی اتفاق می افتد و به سادگی قابل بررسی ترمودینامیکی هستند. لذا از توضیح در این باره خودداری می‌شود.

– فرایند خفگی: فرایند خفگی در بیشتر سیکل های تبرید

.شود که حالت (۱) در فشار P1 و حالت (۲) در فشار P2 هستند. خط  توسط سعی و خطا و با استفاده از حرکت دادن یک خط راست و خط ایجاد تعادل رسم شده است. دمای  عموما کمتر از است و نسبت جزیی مایع و بخار توسط نسبت تصویرهای اجزای خط  تعیین خواهد شد.

۳-۱-۱- فشارهای بالا و پایین ماشین (۴)

فشار بالای ماشین را شرایط سیال تقطیرکننده(Condensing medium) و فشار پایین را شرایط مبرد تعیین

، اختلاف فشار میان سمت فشار بالا و فشار پایین تا حد امکان کوچک نگه داشته شود.

۴-۱-۱- یک قرارداد (۵)

کمیته فنی (ASHRAE) عبارت های زیر را برای محلول برومیدلیتیم- آب پیشنهاد می کند: «محلول جاذب ضعیف» (Weak absorbent) محلولی است که مبرد را در محفظه جاذب به خود گرفته در کمترین درجه تمایل به جذب مبرد قرار دارد. «محلول جاذب قوی»(strong absorbent) محلولی است که مبرد را در ژنراتور از دست داده بنابراین تمایل زیادی به جذب مبرد دارد.

۵-۱-۱- کاربردها- ماشین جذبی در مقیاس تجارتی

دستگاه های جذبی که هم اکنون در دنیا ساخته می شوند عموما آب- خنک             (Water – cooled) هستند و از آب و برومیدلیتیم که آب نقش مبرد را دارد استفاده می کنند و یا هوا خنک

.بالا را نشان می دهد.[۶]

شکل (۸-۱): دیاگرام اجزا و نمودار جریان ها برای یک سرما ساز جذبی

از ماشین جذبی در ظرفیت های پایین هم

.برای ایجاد سرما به وسیله نور خورشید را نشان می دهد. [۵]

شکل (۱۰-۱): دیاگرام سیکل آب- برمید لیتیم با پوسته عمودی برای سرمایش خورشیدی
شکل (۹-۱): دیاگرام سیکل آب-برمیدلیتیم با گرمایش مستقیم

 

 

 

در شکل (۱۱-۱) دیاگرام چیلر آب- آمونیاک با گرمایش مستقیم و کندانسور هوایی را می بینید.[۵]

 

 

 

 

 

 

شکل (۱۱-۱) دیاگرام چیلر هوا خنک با گرمایش مستقیم که با آب و آمونیاک کار می کند.

علاوه بر این ها، دستگاه جذبی آب- آمونیاک در کاربردهای صنعتی و با ظرفیت زیاد که نیاز به دماهای پایین برای انجام فرایند خود دارند به کار گرفته شده است.[۵]

۲-۱- انواع ماشینهای جذبی و تفاوت های آنها

در اینجا

جهت روش گرمایش، از جهت طبقه‌های ژنراتور و از جهت روش خنک کردن که مورد آخر در فصل دوم بررسی می شود.

۱-۲-۱- جفت مبرد- جاذب (۷)

دو ماده ای که جفت مبرد- جاذب را می سازند باید نیازهای زیر را برآورند تا برای تبرید جذبی مناسب باشند:

۱- نبودن فاز جامد: جفت مبرد- جاذب نباید در محدوده

.جاذب در گردش و در نتیجه تلف شدن انرژی حرارتی در اثر ازدست رفتن گرمای محسوس کاهش یابد و (۲) ابعاد مبدل حرارتی که گرما را از محلول جاذب به مخلوط جاذب- مبرد در سیکل واقعی انتقال می دهد را کم خواهد کرد. محاسبات

.جدا شدن است و با افزایش آن گرمای جدا شدن زیاد می شود. در نتیجه گرمای بیشتری در ژنراتور

فشار بالا لازم خواهد بود.

فشارهای کم (خلاء) استفاده از دستگاه با حجم بالا را الزامی می کند و ابزارهای ویژه ای برای کاهش افت فشار در جریان بخار مبرد لازم است.

۵- پایداری:(Stability) تقریبا پایداری مطلق شیمیایی در اینجا مورد

.طولانی هستند. عدم پایداری سبب تشکیل گازها یا جامدهای ناخواسته و مواد خورنده خواهد شد.

۶- خوردگی:(Corrosion) چون سیال ها مواد حاصل از ناپایداری فلزاتی را که در ساخت دستگاه استفاده شده اند می خورند، باید از مواد پیشگیرنده خوردگی استفاده کرد.

۷- ایمنی: سیال ها نباید سمی و اشتعال پذیر باشند. البته اگر فرایند تبرید در صنعت باشد از این نظر کمتر بحرانی هستند و خطر برای مناطق مسکونی است.

۸- خواص انتقالی: (Transport properties) ویسکوزیته، کشش سطحی،

و تا حدی از مشکلات پمپ کردن می‌کاهد.

۹- گرمای نهان:

و آمونیاک- آب نزدیک ترین ها هستند و اینها دو جفتی هستند که در بهره برداری انبوه صنعتی و تجارتی قرار دارند.

جفت آمونیاک- آب بیشتر نیازها را پاسخ می دهد اما

بالایی لازم خواهد بود. علاوه بر این آمونیاک سمی است و استفاده از آن در داخل فضاها محدود است.

فایده های جفت آب- برومید لیتیم شامل ایمنی بالا، نسبت فرار بودن زیاد، میلی ترکیبی بالا، پایداری زیاد و گرمای نهان بالا هستند به هر حال این .

/پوشی دارد نیاز به جداسازی در ژنراتور آنگونه که در مخلوط آب آمونیاک است، وجود ندارد.[۸] دیگر مضرات جفت آب- برومید لیتیم شامل فشارهای کارکرد پایین و ویسکوزیته بالای برومید لیتیم است. اما طراحی مناسب دستگاه می تواند چنین مشکلاتی را پشت سر  بگذارد.

۲-۲-۱- روش های مختلف گرمایش

۱- گرمایش با بخار: در این روش گرما دادن به مخلوط مبرد

که با بخار کار می کنند به شکل (۹-۱) نگاه کنید نمایی از دستگاه واقعی را درشکل (۱۲-۱) می بینید.[۶]

۲- گرمایش خورشیدی: این شیوه گرما دادن برای ظرفیت های کم (از ۳ تا ۳۰ تن تبرید) و با استفاده از آب گرم تولید شده در کلکتورهای خورشیدی ابداع شده است. دیاگرام چنین دستگاهی را در شکل (۱۰-۱) می بینید. [۶]

۳- گرمایش مستقیم: از این روش غالبا در ظرفیت های کم(بین ۳ تا ۳۰ تن) و گاهی هم در ظرفیت های بالا بهره می برند.

– آب با گرمای ناشی از سوختن گاز گرم شده غلیظ می شود. دیاگرام دستگاهی که با این شیوه عمل می کند را در شکل (۹-۱) می بینید.

 

 

 

 

 

 

 

۳-۲-۱- طبقه های ژنراتور(Generator Stage)

۱- چیلرتک اثره: (Single Effect Chiller) سیکل این چیلر

.است. در ابتدا محلول برومید لیتیم ضعیف که مبرد جذب شده از اواپراتور را شامل می شود، به ژنراتور در مرحله بالا فرستاده شده و با بخار در درجه

شد. مبرد در دمای بالا که دمای اشباعش بین ۹۶ تا ۹۸ است آنقدر انرژی

. نمونه ای ساخته شده از این نوع چیلر را در شکل (۱۳-۱) می بینید. [۱۰]

– سیکل جذبی برای گرمایش و سرمایش

چون انرژی داده شده به ماشین جذبی در سیکل سرمایش, انرژی حرارتی است، می توان به سادگی از این انرژی برای گرمایش هم استفاده کرد.

متن کامل در نسخه قابل خرید موجود است.

اهداف این تحقیق

– ماشین جذبی در مقایسه با ماشین تراکمی

هر دو سیستم از مبردی استفاده می کنند که بار سرمایش را از

فشار شکن به اواپراتور فرستاده می شود و در هر دو سیستم یک فشار بالا و یک فشار پایین وجود دارد.

از مزایای کاربرد سیستم جذبی بر سیستم تراکمی می توان نام برد:

  • کاهش تقاضا برای مصرف برق (بخصوص در تابستانها که پیک بار مصرف انرژی الکتریکی در آن قرار دارد)
  • عدم استفاده از مبردهای CFC که امروزه مشکلات فراوانی در مورد آلودگی محیط زیست ایجاد کرده اند.
  • استفاده
  • بوجود آورد.

همچنین سیستم جذبی در مقایسه با سیستم تراکمی دارای معایبی است که بدین شرح است:

  • ضریب عملکرد برودتی سیستم جذبی نسبتا پایین است (کمتر از یک است) در حالیکه تحت شرایط یکسان برای اواپراتور و کندانسور ضریب عملکرد برودتی
  • در ایده
  • ) می تواند بازگشت پذیر باشد.
  • سیستم جذبی تحت خلاء کار می کند، در صورتی که سیستم تراکمی برای فشارهای بالاتر از اتمسفر طراحی می گردد.

۲-۳-۱- محلول آب- برومیدلیتیم در مقایسه با محلول آمونیاک- آب

همانطور که قبلا توضیح داده شد این دو محلول دارای خواص مناسب جفت مبرد و جاذب هستند که در بهره بردای انبوه صنعتی و تجاری قرار دارند. از آنجا که نقطه جوش آمونیاک از آب

.مقداری از آن همراه با آمونیاک (مبرد) از محفظه ژنراتور خارج می گردد و بخار آمونیاک در سمت اواپراتور و کندانسور هیچگاه خالص نیست و همواره درصد کمی از بخار آب را بهمراه دارد و بهمین دلیل سیستم آمونیاکی پیچیده تر می باشد و احتیاج به وسایل جنبی (ستون خالص کننده) برای خالص سازی آمونیاک در بعد از ژنراتور را دارد.

قابلیت جذب بالای آب توسط برومید لیتیم در مقایسه با جذب آمونیاک توسط آب از دیگر مزایای سیستم اب

برومید لیتیم نسبت به آمونیاک- آب، تحت شرایط یکسان، کمی بالاتر است.

۳-۳-۱- سیستم هوا- خنک در مقایسه با آب- خنک

در این تحقیق از هوا بعنوان سیال خنک کن (در کندانسور و جاذب) برای طراحی سیستم خنک کننده استفاده شده است و دلایلی برای انجام این امر وجود دارد:

با توجه به شرایط اقلیمی کشور استفاده از سیستم هوا خنک قابلیت انعطاف بیشتری دارد. استفاده از آب بعنوان سیال خنک کن موجب افزودن

.بر این در مکانهایی که کمبود آب جبرانی برای برج خنک کن وجود داشته باشد کندانسورهای هوا خنک مناسبتر می باشد.

در صورت استفاده از آب بعنوان سیکل خنک کن می توان سیستم را در مناطقی که دمای محیطی بالا دارند بکار انداخت، حال آنکه در صورت استفاده از هوا

این سیستم را در مناطق مذکور، نظیر شهرهای جنوبی کشور، نمی توان بکار برد. توضیحات مربوط به انواع روشهای خنک کردن در ابتدای فصل بعد آورده شده است.

۴-۳-۱- استفاده مستقیم از گاز شهری در مقایسه با منابع حرارتی دیگر نظیر بخار داغ و انرژی خورشیدی

از آنجا که کشورمان از لحاظ منابع گاز طبیعی غنی می باشد و بایستی از این ذخیره نسبتا پایدار استفاده بهینه و مناسبی صورت گیرد، گرمایش محفظه ژنراتور با در نظر گرفتن انتقال حرارت مستقیم حاصل از سوختن گاز شهری طراحی شده است که این گاز برای اکثر محیطهای مسکونی و کارگاهها در دسترس است.

در سیستمهای بخاری، آب در یک دیگ بخار حرارت داده می شود و بخار داغ تولید شده برای گرمایش محفظه ژنراتور (بصورت یک مبدل پوسته- لوله) بکار می رود.

دستگاههای جنبی دیگری نظیر دیگ بخار می باشد که برای سیستمهای بخاری با تناژ بالا بیشتر در جاهایی مقرون به صرفه هستند که بخار داغ در دسترس وجود دارد (مانند نیروگاههای بخاری).

در سیستم خورشیدی نیز مجبور به تعبیه یک مخزن با دیگ بخار هستیم تا از انرژی حرارتی خورشید برای گرمایش و جوش آوردن آب (تحت فشار معین) استفاده کرده برای گرمایش محفظه ژنراتور

.سازی دستگاه قرار دارد که در آینده مورد توجه خاصی قرار خواهد گرفت.

همچنین گاز طبیعی بعنوان یک منبع تمیز انرژی شناخته شده است که در صورت طراحی مناسب ژنراتور تولید مواد مضر و آلوده کننده برای محیط زیست نمی کند.

۵-۳-۱- ظرفیت دستگاه

طراحی دستگاه بر مبنای استفاده در ساختمانها و سردخانه هایی صورت

.بالاتر دستگاه تغییر نخواهد کرد.

 

 

 

 

 

فصل دوم

ترمودینامیک سیکل

 

 

 

 

 

 

 

 


۱-۲- روش های مختلف خنک کردن

بطور کلی سه روش برای خنک کردن اجزای گرمازا در سیکل پایه جذبی ارائه شده است:

۱-۱-۲- خنک کردن با آب

در این روش بخار فوق اشباع در کندانسور از پوسته یک مبدل حرارتی می گذرد تا بوسیله آب سرد داخل لوله به آب اشباع تبدیل شود. همچنین آب سرد

.غلیظ را بگیرد. این آب سرد مورد نیاز برای خنک کردن در یک برج خنک کن جداگانه تولید خواهد شد.

با توجه به اینکه هدف از طراحی ماشین جذبی با حداقل استفاده از منابع طبیعی از جمله آب بوده این روش چندان مطلوب به نظر نمی رسد.

۲-۱-۲- خنک کردن با هوا

به علت اینکه هوا ظرفیت حرارتی بسیار کمتری نسبت به آب دارد, نمی توان هوا را مانند آب از داخل لوله  ها عبور داد تا عمل خنک کن صورت گیرد. در نتیجه در این روش بخار فوق اشباع پس از خروج از.

جهت که پیش از این در ماشین های تبرید مورد استفاده قرار گرفته اند از لحاظ طراحی روش حل مشخصی دارند که بعدا به آن اشاره خواهد شد.

۳-۱-۲- خنک کردن تبخیری(Evaporative – cooling)

هدف از این روش خنک کردن کندانسور  و جاذب بطور مستقیم و تبخیری است با اینکه این شیوه اکنون مراحل اولیه خود را پشت سر می گذارد [۱] اما بخاطر مزایایی

.دفع حرارت تبخیری در برابر خنک کردن خشک مزایایی را داراست:

  • خنک کردن خشک احتمال کریستالیزاسیون را افزایش می دهد.
  • در خنک کن تبخیری دمای ژنراتور به علت دمای پایین دفع حرارت کمتر است.
  • اگر دما بیش از نقطه جوش آب باشد (که در خنک کردن با هوای خشک هست) نیاز به تکنولوژی بالاتری برای کارکرد مطمئن و به صرفه وجود خواهد داشت.

اما باز هم به دلیل استفاده از آب (گر چه به مقدار کم) این شیوه برای مساله مورد بررسی انتخاب نشده است.

۲-۲- طرح مناسب به همراه مدل فیزیکی و دیاگرام جریان

با توجه به اهداف اصلی پروژه که در فصل قبل مورد بررسی قرار گرفت می توان اجزاء اصلی سیستم را بنیان نهاد  وپس از حل ترمودینامیکی و یافتن خواص ترمودینامیکی در تمام نقاط سیکل، سیستم را از نظر ابعاد هندسی و جنس مواد و نوع اجزاء طراحی کرد، و در نهایت به بهینه سازی و یافتن حالت مطلوب کارکرد سیستم پرداخت. طراحی کلی سیکل در ورودی و خروجی های ژنراتور کندانسور و اواپراتور تفاوتی با سیکل آب- خنک ندارد.

.نزدیکتر می کند. چندین طرح برای حل این مشکل مورد بررسی قرار گرفت که هیچ یک از نظر ترمودینامیکی معقول نبود. در اینجا دو نمونه از این طرح ها ناموفق برای روشن شدن موضوع ارائه شده است. علت ناموفق بودن اینگونه طرحها را می توان چنین بیان کرد:

میزان انرژی حرارتی که در محفظه جاذب باید دفع گردد مقداری معین دارد که از حل ترمودینامیکی سیکل به دست می آید.

شکل (۱-۲)                                          شکل (۲-۲)

بنابراین قانون نخست ترمودینامیک این محدودیت را ایجاد می کند که اگر تغییر آنتالپی در محفظه جاذب کوچک باشد (بین ورودی و خروجی) برای مقدار معین گرمای متبادله در جاذب باید میزان جرم گذرا یا جرم در گردش  زیاد باشد. هر چه این جرم در گردش کمتر باشد از نظر مکانیکی و تجهیزات ماشین مطلوبتر خواهد بود. از طرفی چون اختلاف دمای مخلوط در محفظه

بالاتر رود و سیستم به مرز کریستالیزاسیون نزدیکتر شود) نیاز به جرم در گردش در محفظه جاذب داریم.

طرح نهائی که از نظر ترمودینامیکی بررسی شد و به جواب رسید استفاده از ماشین ارائه شده در مرجع [۲] می باشد. با اینکه این ماشین با آب خنک می شود، اما به دلیل استفاده از مکانیزم جذب داخل لوله بجای جذب روی لوله منطبق با

.۳-۲ و ۴-۲ نمایش داده شده اند.

متن کامل در نسخه قابل خرید موجود است.

پیش فرضها و داده های ورودی

به

.سیستم بر مبنای این فرضهای معقول که از تحقیق بروی منابع زیادی گردآوری شده اند، صورت گرفته است و به شرح زیر می باشند:

۱- سیکل, ایده آل فرض می شود، به این صورت که افت فشارهای موجود در لوله‌ها، بازگشت ناپذیری ها، وجود یا ایجاد گازهای غیرقابل تقطیر، نشست هوا به داخل سیستم و … صفر فرض می شود.

۲- سیکل در حالت پایدار مورد بررسی قرار می گیرد.

۳- برای استفاده از روش خنک کردن هوایی (Dry Air heat rejection) محدودیت دمای محیطی در نظر گرفته می شود.

۴- دمای ورود و خروج آب سرد شده از اواپراتور مقدار مشخص فرض می شود‌ (۱۲ در ورود و ۷ در خروج اواپراتور)

۵- برای تعداد دیگری از نقاط سیکل نیاز به پیش فرض هایی از نظر شرایط ترمودینامیکی وجود دارد.

 

اولیه و ورودی سیستم دماهای چند نقطه از سیکل را در نظر می گیریم.

۶- دو نقطه ورود به ژنراتور و خروجی از ژنراتور به مبدل

.لیتیم معقول به نظر می رسد و در ضمن غلظتهای مناسبی را برای سیکل نتیجه می دهد.

۲- دمای هر محفظه (ژنراتور، کندانسور، اواپراتور و جاذب) دمای نقاط خروجی از آنها فرض می شود. برای فرض کردن این دما به چند سعی و خطا نیاز می باشد که در حل مساله به آن اشاره خواهد شد.

برای حل مساله با استفاده از این فرضها، دما، فشار، دبی، آنتالپی و غلظت در نقاط گوناگون سیکل بدست می آیند تا بتوان حل را از نظر تعادل جرم و انرژی

.بودن تک تک اجزا سیکل قابل اجرا خواهد بود. همچنین داده

..                   Refrigeratism effect= 200tons

۲- دمای محیط: با توجه به شرایط اقلیمی کشور این پارامتر نیز از اهداف اصلی این تحقیق است که برای اکثر شهرهای شمالی کشور که دمای خشک هوای آنها در گرمترین ساعت تابستان کمتر از ۴۰ باشد قابل استفاده است.

Ambient Tem.(D.B)=95F=35C

۳- دمای تقطیر: واحدهای صنعتی هوا خنک که بطور معمول برای دماهای تقطیر حدود ۳۰الی ۴۰ (۱۶ الی  (۲۲٫۲بالاتر از دمای خشک هوای محیط طراحی می شوند و این یکی از بزرگترین معایب سیستمهای هوا خنک می باشد که برای دماهای بالا کاربرد مفیدی ندارند.[۳]

Tcond=T2=95+30=125=51.67

۴- دمای اوپراتور: با توجه به اینکه این سیستم برای استفاده در امر تهویه مطبوع بکار می رود باید دمای آب سرد مناسبی انتخاب کرد که با توجه به کارکرد اکثر سیستمهای تهویه مطبوع این دما                        ورودی و خروجی اواپراتور به ترتیب  در نظر گرفته شده است، و بنابراین دمای اواپراتور با یک اختلاف دمای مناسب (T.D) طراحی می شود:

در طراحی دمای کندانسور و اواپراتور نیز در نظر گرفته شده است که هر چه اختلاف این دو دما کمتر باشد ضریب عملکرد برودتی سیستم بالاتر خواهد بود.

۵- دمای ورودی و خروجی ژنراتور: انتخاب این دماها از نظر طراحی سیکل اهمیت دارد و برای این منظور از مراجع مختلفی کمک گرفته شده است.

البته برای یافتن دمای حداقل ژنراتور (در خروجی) می توان چنین استدلال کرد: همانطور که می دانیم تئوری

.مخلوط می شود نقطه جوش حدود افزایش می یابد. آب خالص که در شرایط استاندارد ۱۰۰ می جوشد با افزودن چند مول از محلول نقطه جوش آن چند درجه بالاتر می رود. افزایش غلظت محلول تا ۶۰ مول (غلظت ۶۰%) باعث افزایش نقطه جوش حدود ۳۶ الی  ۳۹ می شود. با توجه به دمای تقطیر در کندانسور که در فشار یکسان با ژنراتور است می توان دمای حداقل ژنراتور را چنین در نظر گرفت:

TG,min=51.7+36=88=190

البته هر چه دما از این مرز بالاتر باشد ضریب عملکرد برودتی سیستم بالاتر خواهد بود ولی از یک حدی نیز بالاتر نرود (حدود (۵۰ (با توجه به محدودیت کریستالیزاسیون و محدودیتهای متالورژیکی) برای سیستم مورد نظر بطور سعی و خطا این دما را حدود  ۲۱۰بدست آوردیم:

TG=210=T9=99

همچنین برای کاهش مقدار بازگشت ناپذیری باید دمای ورود

.راوان حدود  انتخاب می شود.

T8=

برحسب ضرورت می توان این دو ما را تغییر داد.

۶- دمای خروجی از محفظه جاذب: به علت شکل خاص محفظه جاذب و به این دلیل که قسمتی از گرمای جذب در قسمت خنک کن خارجی و قسمت دیگر در خود محفظه جاذب دفع می گردد دمای خروج از جاذب بالا خواهد بود. هر چه این دما به حد پایین خود (یعنی حدود  که حد کارکرد مطلوب جهت خنک کن هوایی است) نزدیکتر باشد، دبی محلول گردش کننده

.محدودیت دارد. با چندین سعی و خطا می توان دمای مناسبی برای این قسمت طراحی کرد که حدودا  می باشد.

انتخاب تمامی این دماها به بهینه سازی سیکل ارتباط دارد و در نهایت حالت مطلوب کارکرد بدست خواهد آمد.


۴-۲- خواص ترمودینامیکی و ترموفیزیکی نقاط

۱- فشاربالای سیکل (نقطه ۲)

۲- فشار پایین سیکل (نقطه ۴)

۳- نقطه ورود به کندانسور (نقطه ۱)

۴- نقطه ورود به اواپراتور (نقطه ۳)

۵- نقطه های ورود و خروجی محلول در ژنراتور (نقاط ۷و ۸)

۶- نقطه خروجی از جاذب ( نقطه ۵): در اینجا دمای نقطه ۵ باید فرض شود. محدوده دمای این نقطه بین  و  یعنی بین حد دمای قسمت خنک کن و دمای نقطه ۷  است:

هرچه این دما بیشتر انتخاب شود دبی محلول در گردش

.یک خنک کنندگی در بخش خنک کن بیشتر خواهد بود. انتخاب ما باید انتخاب بهینه باشد.

در ابتدا مساله با دمای  حل می شود:

(فشار پایین سیکل)

۷- نقطه پس از پمپ (نقطه ۶): چون کار پمپ ناچیز است نقاط ۵و ۶ بجز از نظر فشار مشابه خواهند بود.

(فشار بالای سیکل)

۸- محاسبه دبی آب در کندانسور و اواپراتور:

۹- دمای محلول بعد از خنک کن جاذب:

محلول جاذب در خروج از محفظه جاذب، وارد محفظه خنک

را خنک می کند. یک اختلاف دمای مناسب TD برای آن در نظر گرفته شود که حدود  است.

۱۰- محاسبه دبی در نقاط دیگر:

برای محاسبه دبی ها، معادلات بقای جرم برای محفظه جاذب به شکل حجم کنترل بالا حل می شوند:

پس دبی جرمی در نقاط مختلف معلوم است:

۱۱- نقطه ۹ : برای محاسبه خواص نقطه ۹ از مبدل حرارتی کمک می گیریم:

 

.بالانس است

۱۳- محاسبه دبی گذرنده از بخش خنک کننده جاذب:

Absorption Tube:

۱۴- بالانس انرژی در بخش خنک کننده جاذب:


۱۵- نتیجه: خواص درنقاط مختلف سیکل:

 

 

 

 

۵-۲- ضریب عملکرد

۱-۵-۲- تعریف کلی

همانطور که می دانیم، یخچال یا پمپ حرارتی وسیله ای است که در یک سیکل عمل می کند و نیازمند کار است تا حرارت را از جسم درجه حرارت

.به اتصال سرد (QL) و از اتصال گرم به محیط (Q­II) انتقال می یابد.

کارایی یک سیستم تبرید برحسب ضریب عملکرد بیان می شود که

.           (۱-۲)

(انرژی قابل فروش)

(انرژی هزینه)

البته باید توجه کرد که یک یخچال یا پمپ حرارتی می تواند به دو منظور بکار رود. این سیکل می تواند به عنوان یخچال(که در آن هدف اصلی QL است)

.شده از مبرد به جسم درجه حرارت بالا که در فضای گرم قرار دارد می باشد. در این حالت ضریب عملکرد حرارتی  عبارتست از:

(۲-۲)

رابطه فوق منجر به نتیجه زیر برای یک سیکل دو هدفه می شود:

(۳-۲)

همانطور که از روابط بالا مشخص است و با توجه به قانون اول ترمودینامیک این دو ضریب  و  از نظر  ریاضی می توانند به صورت زیر تغییر کنند. [۶]

 

(۴-۲)

۲-۵-۲- ضریب عملکرد ماشین جذبی

تعاریف ارائه شده در مورد ضریب عملکرد در قسمت قبل در مورد ماشین جذبی نیز صادق است. ولی در مورد ضریب عملکرد ایده ال یک ماشین باید به این نکته توجه کرد که در یک سیستم ایده

.و ژنراتور انجام می گیرند، به نوبه خود یک فرایند شبه شیمیایی محسوب می شوند و در نتیجه از نظر تئوری بازگشت ناپذیر هستند و این باعث می شود که ضریب عملکرد ایده ال سیکل جذبی از سیکل

.هستند و سیکل در ایده ال ترین حالت ممکن بررسی می شود.

ماکزیمم ضریب عملکرد قابل حصول یک ماشین جذبی را می توان با بکار بردن قانون اول و دوم ترمودینامیک بدست آورد:[۷]

مطابق قانون نخست ترمودینامیک:‌(۵-۲)

در جایی که انرژی حرارتی تلف شده برابر است با: (۶-۲)

می توان چنین فرض کرد که دمای محیطی (To) دمای متوسط در حین گرمایش در ژنراتور (Tg) و دمای سیال سرد شده در اواپراتور (To) همگی ثابت و مطلق هستند.

مطابق قانون دوم ترمودینامیک تغییرات انتروپی سیستم به علاوه محیط باید بزرگتر یا مساوی صفر باشد. از آنجا که سیال کاری یک سیکل بسته را طی می کند، تغییر انتروپی آن صفر است بنابراین:

از آنجا که فرآیند انتقال حرارت در محفظه ها در حالت ایده ال به صورت بازگشت پذیر  می باشد می توان تغییر در انتروپی را به صورت زیر نوشت:

(۸-۲)

(۹-۲)

با ترکیب معادلات (۵-۲) و (۹-۲) می توان نشان داد:

(۱۰-۲)

و با توجه به اینکه پمپ قابل صرفنظر کردن است داریم:

(۱۱-۲)

و در حالتی که فرایندها ایده ال و بازگشت پذیر باشند:

(۱۲-۲)

معادله فوق نشان می دهد که ماکزیمم ضریب عملکرد برودتی برای یک سیکل جذبی برابر است با حاصلضرب ضریب عملکرد یک سیکل تبرید کارنو

.معین، ضریب عملکرد برودتی با افزایش ‌Te و Tg افزایش می یابد.

 

 

 

 

 

 

 

 

شکل (۵-۲) سیکل ساده جذبی


۳-۵-۲- ضریب عملکرد اصلاح شده

در بسیاری از مراجع ماکزیمم ضریب عملکرد برودتی سیکل جذبی به صورت همان معادله ای که درقسمت قبل بدست آمد معرفی شده است:

(۱۳-۲)

بطوریکه: Te<To<Tg

از آنجا که دمای تقطیر (Tc) و دمای جذب (Ta) متفاوت هستند و

.                                                        (۱۴-۲)

همچنین عبارت دیگری در مرجع [۱۰]  و [۱۱] ارائه شده است و معادله (۱۴-۲) را زیاد معتبر نمی داند:

(۱۵-۲)

در حالتی که Ta=Tc باشد هر دو معادله فوق یک نتیجه می دهند. اما هر چه اختلاف Ta و Tc بیشتر باشد انحراف دو معادله از یکدیگر بیشتر می شود.

مولفان مرجع [۸] اظهار می دارند که هر دو معادله فوق مطلق نمی باشند و با توجه به شرایط

.از آنجا ناشی می شود که یک سیکل ایده ال جذبی, ترکیب خالصی از یک موتور حرارتی مستقل و یک ماشین تبرید مستقل  نمی باشد:

(۱۶-۲)

در حالتی که

(۱۷-۲)

آنگاه:

(۱۸-۲)

و در حالتی که

(۱۹-۲)

متن کامل در نسخه قابل خرید موجود است.

فصل سوم

بررسی اوپراتور

 

 

 

 

 

 

 


۱-۳- مقدمه

آب خالص بعنوان مبرد در اواپراتور بوسیله آب خنک شونده گرم شده، بخار می‌شود. بعبارت دیگر آب خنک شونده بوسیله مایع مبرد که در دمایی کم (حدود  است) سرد خواهد شد. آب که اکنون بخار شده است به محفظه جاذب می رود و توسط محلول برومید لیتیم جذب می شود.

دمای

.دمای آب ورودی و خروجی در اوپراتور بترتیب ۷ و۱۲ درنظر گرفته می‌شود و با انتخاب یک TD مناسب دمای خود اواپراتور حدود ۵/۴ طراحی می‌گردد.

بنابر تحقیقات انجام شده در اکثر قریب به اتفاق ماشینهای جذبی ساخته شده اواپراتورها بصورت مبدل حرارتی پوسته- لوله در نظر گرفته شده است و چون کارآیی اواپراتور نوع مرطوب (Flooded)

.به این ترتیب فرآیند تبخیر بهتر صورت خواهد گرفت.

البته در دیگر تحقیقات از اواپراتور انبساط مستقیم هم استفاده شده است استفاده از اواپراتور DX می تواند برای اصلاح دستگاه در آینده مورد استفاده قرار گیرد.[۱]

۲-۳- اوپراتور پاششی (Spray Evaporator)[1]

مبرد مایع (آب) بروی لوله های اواپراتور پاشیده می شود تا آب سرد ایجاد کند. چون فشار در محفظه جاذب

.همین فشار در پائین  مطلق  است و در حدود ۶ برابر اختلاف  فشار وجود دارد. در قمست بالا دمای تبخیر

.برای رفع این مشکل از یک مبدل حرارتی از نوع پاششی برای سرما ساز جذبی استفاده می‌شود.

۳-۳- روشی برای تخمین طول لوله در اواپراتور طراحی اولیه

۱-۳-۳- انتقال حرارت

جریان گرما در اواپراتورها بوسیله عبارت زیر بیان می شود:

(۱-۳)

که در آن:

Q: نرخ انتقال حرارت Btu/hr یا Watt

: ضریب انتقال حرارت کلی برمبنای سطح خارجی           یا

: مساحت سطح خارجی

: اختلاف درجه حرارت متوسط لگاریتمی،

ضریب انتقال حرارت کلی بصورت زیر است:

(برای حالت مبرد روی لوله):

(۳-۲)

که در آن:

: ضریب انتقال حرارت لایه ای مبرد،  یا

: کارآیی سطحی سمت مبرد، یعنی کارآیی فین اگر درسمت مبرد از فین استفاده شود.

 

. یا

rfw : مقاومت لایه رسوب در سمت داخل لوله  یا

چنانکه از معادله بالا پیداست، ضریب انتقال حرارت کلی تابعی از

.بالا بر مبنای مفهوم کارآیی فین است. جزئیات بیشتر درباره تک تک جمله های معادله در زیر آمده است:

۲-۳-۳- ضریب انتقال حرارت سمت مایع سرد شده

ضریب انتقال حرارت برای جریان آشفته (عدد رینولدز بیشتر از ۳۰۰۰) برای یک مایع بوسیله رابطه ای همانند رابطه زیر بیان می شود:

(۳-۳)

که در آن:

NU: عدد نوسلت

C: ضریب ثابت

Re: عدد رینولدز

Pr: عدد پرانتل

n,m: توانها

که برای آب :

(۴-۳)

h: ضریب انتقال حرارت (Btu/hr.ft2.F) و یا (W/m2.k)

d: قطر داخلی لوله، (ft) یا (m)

K: هدایت حرارتی (Btu/hr. fr.F) یا (W/m.k)

G: سرعت جرمی (Ib/hr.ft2) یا (kg/s.m2)

: لزجت در دمای متوسط (N/s.m2)(Ib/Ft2.hr)(Bulk)

Cp: گرمای ویژه (kj/kg.k) (Btu/Ib.F)

برای

.مایع در سمت پوسته روشهایی ارائه کرده اند. موقعیت جریان بخاطر وجود جریانهای نشتی
(Leakage streams) مختلف پیچیده است. این جریانها از مقدار جریانی که برای دسته ای از لوله ها عادی تلقی می شود می کاهند. بدلیل طبیعت پیچیده جریان، داده‌های انتقال حرارت که بصورت تجربی تعیین شده اند باید برای نوعی مشخص از اواپراتور مورد استفاده قرار گیرند.

۴-۳- تبخیر لایه ای (Falling Film Evaporation)

تبخیر مبرد مایع در اواپراتور بجای جوشش هسته ای بصورت جوشش لایه ای در نظر گرفته می شود. این استفاده از جوشش لایه ای بعلت: کاهش غوطه وری لوله‌ها در آب و کاهش افت های ناشی از جوشش هسته ای است علت نیاز به کاهش غوطه وری لوله ها در آب قبلا توضیح داده شده است.

 

.از ضریب با فرض جوشش هسته ای می باشد و از این رو در نظر گرفتن جوشش لایه ای برای طرح مناسبتر است.

۵-۳- روش  بررسی اواپراتور

برای لوله های اواپراتور یکی از دو روش «ثابت بودن شار حرارتی»
(Uniform surface heat flux) یا «ثابت بودن دمای سطح»
(Uniform surface temperature) می تواند مورد بررسی قرار گیرد.

اما شرط ثابت بودن شار حرارتی در حالتهایی مانند گرمایش الکتریکی دیواره لوله یا در معرض تابش بودن سطح خارجی لوله صدق می کند.

..[۷]

با توجه به اینکه مقدار h سمت جوشش بیشتر از مقدار h سمت داخل لوله است، اختلاف دمای سطح خارجی لوله با پوسته اواپراتور کم خواهد بود.

۶-۳- روش محاسبات

دراینجا روشی برای تخمین طول اواپراتور با توجه به شرایط مرزی ارائه خواهد شد. این بخش به چند قسمت مجزا تقسیم شده که صرفا برای سهولت در ارائه مطلب است.

۱-۶-۳- محاسبات آب خنک شونده (Chilled water)  

همانطور که قبلا گفته شد دمای ورودی و

.ن یعنی ۲۰۰RT (200 تن تبرید) است.

۲-۶-۳- محاسبات داخل لوله

روش محاسبه بترتیب در زیر آمده است:

۱- تعداد پاس ها و تعداد لوله ها حدس زده می‌شود. این حدس باید از نظر هندسی معقول باشد.

۲- سایز لوله حدس زده می شود. با این اندازه که اندازه نامی لوله است می توان با مراجعه به جدول, قطر واقعی مربوط به آن, قطر واقعی داخلی و خارجی لوله را با توجه به جنس لوله بدست آورد. این اندازه باید لوله ای را مشخص کند که در بازار ارزان و در دسترس باشد برای جدولی از قطرواقعی و نامی لوله ها به مرجع زیر رجوع شده است.[۸]

۳- عدد رینولدز داخل لوله محاسبه می شود. جریان در لوله ها باید آشفته باشد چون لایه ای بودن جریان از ضریب انتقال حرارت خواهد کاست:

(هر لوله)

(۵-۳)

که در آن:

ReDi: عدد رینولدز برای جریان داخل لوله

هر لوله m : دبی جرمی برای هر لوله که برابر است

NUD در جریان داخل لوله رابطه (Gnielinski)که برای شرایط طرح ما مناسب تر است استفاده می  شود.[۷]

(۶-۳)

(۷-۳)

پس از محاسبه NuD ، hDi بدست خواهد آمد:

(۸-۳)

۵- رابطه میان دمای داخلی لوله و طول هر لوله بدست می آید. این رابطه با این فرض است که شرایط برای همه لوله ها یکسان و همان شرایط متوسط است:

(۹-۳)

(۱۰-۳)

که در آن:

q : حرارت متبادل شده در اواپراتور، w یا

hi : ضریب انتقال حرارت داخل لوله  یا

Di :قطر داخلی لوله m یا ft

p: تعداد پاس ها

N: تعداد لوله ها در هر پاس

L: طول هر لوله درهر پاس (طول تقریبی اواپراتور بدون هدر و ورودی و خروجی) m یا ft

Ts,i: دمای سطح داخلی لوله  یا

Tm: دمای متوسط سیال داخل لوله  یا

(۱۱-۳)

۳-۶-۳- محاسبه برای دیواره لوله

دراینجا رابطه ای بین دماهای سطوح خارجی و داخلی لوله بدست خواهد آمد:

(۱۲-۳)

 

(۱۳-۳)

q:

.های خارجی و داخلی لوله m یا ft

L: طول هرلوله در هر پاس، m با ft

K: هدایت حرارتی دیواره لوله،        یا

P: تعداد پاس

N: تعداد لوله در هر پاس

۴-۶-۳- محاسبات خارج لوله

۱- ابتدا NuD برای خارج لوله محاسبه می شود برای اینکار از رابطه جوشش لایه ای روی یک استوانه استفاده می شود.

(۱۴-۳)

 

 

خواص  در دمای فیلم                        و دانسیته مایع در دمای اشباع بدست می آیند چون دمای Ts هنوز ماحسبه نشده است پس دمایی بین Tsat

.ای بین hconv و TS.O بدست خواهد آمد.

(۱۵-۳)

برای n لوله که بصورت ردیف عمودی قرارگرفته باشند تقریب زیر بکار می‌بریم:

(۱۶-۳)

که n تعداد لوله ها در ردیف عمودی و hn ضریب انتقال حرارت قسمت پوسته است.

۵-۶-۳-

.

که در آن:

Q: حرارت انتقالی W یا

U: ضریب انتقال حرارت کلی،         یا

A: سطح انتقال حرارت m2 یا Ft2

: اختلاف درجه حرارت متوسط لگاریتمی C یا F

۲-A    (سطح انتقال حرارت) برابر است با :

(۱۸-۳)

که در آن:

Do: قطر خارجی لوله، m یا ft

L: طول هر لوله در هر پاس، m یا ft

P:

.حرارت کلی از رابطه زیر بدست می آید:

(۲۱-۳)

که در آن:

Ai ,Ao: سطح خارجی و داخلی انتقال حرارت Ft2 m2

Di ,Do : قطرخارجی و داخلی لوله ها: m یا Ft

این  رابطه برای لوله صاف و بدون رسوب نوشته شده است و تقریب اولیه مناسبی را ارائه می دهد. می توان یک ضریب رسوب نیز در معادله بالا در نظر گرفت (مقاومت رسوب). با جانشینی داده های مساله در رابطه بالا بین U و ho رابطه ای بدست خواهد آمد.

 

 

۷-۶-۳- حل نهایی و محاسبه طول لوله

اکنون با داشتن پنج معادله و پنج مجهول می توان طول لوله را درهر پاس بدست آورد. اینکار با قراردادن تک تک معادله ها در دیگری و در نهایت رسیدن به رابطه ای که براساس سعی و خطا حل می شود امکان پذیر است. این معادله عبارتند از(۱۱) و (۱۳) و (۱۶) و (۲۰) و (۲۱)

 

 

 

 

 

فصل چهارم

بررسی کندانسور

 

 

 

 

 

 

 


۱-۴- مقدمه

چنانکه در فصل دوم توضیح داده شد در مکانهای که کمبود آب جبرانی برای برج خنک کن وجود داشته باشد کندانسورهای هوا خنک ترجیح داده می شوند

.به هر حال این کندانسورها     کاستی هایی از قبیل اشغال سطح زیاد و ایجاد سروصدا از فن را دارند.

در شکل زیر نمونه ای از مبدل حرارتی هوا خنک را که می تواند به عنوان کندانسور به کار برده شود می بینید. این مبدل شامل دسته ای افقی از لوله ها است که هوا بر روی آنها دمیده شده تقطیر داخل لوله ها صورت می گیرد. این واحد نمایش داده شده است با «مکش اجباری» هوا است چرا که هوا از روی لوله ها توسط یک فن مکیده می شود.[۱]

 

 

 

شکل(۴-۱) مبدل حرارتی هوا خنک

 

 

 

۲-۴- توضیح

هیچ روش فراگیری برای پیش بینی طول لوله و افت فشار در طراحی کندانسورهای با جریان افقی داخل لوله (In – tube horizontal flow condenser) وجود ندارد

تخمین مستقیم طول لوله ای که به خاطر تقطیر کامل بخار فوق اشباع جاری در یک لوله افقی لازم است, ارائه می شود.

۳-۴- انتقال حرارت

ضریب انتقال حرارت کلی (U) برای طراحی کویل, اگر سطوح تمیز و خورده نشده باشند، شامل سه ضریب انتقال حرارت مجزا است:

۱- ضریب انتقال حرارت محسوس بین هوا و سطح خارجی لوله hair

۲- هدایت حرارتی مبدل که بستگی به جنس کویل دارد  (Dry Metal)

۳

.ت ضریب انتقال حرارت کلی به وسیله معادله زیربیان می شود:

(۱-۴)

هنگامی که دیواره لوله نازک و از جنس مواد با هدایت حرارتی بالا باشد (چنان که در اکثر موارد هست)

.تغییرات درشرایط محاسبه (۲)

دیاگرام شماتیکی از یک

. مایع هستند. منطقه مادون سرد شدن در اینجا مورد بررسی نیست، چرا که حالت جریان آب تقطیر شده خروجی بستگی به شرایط پایین دست جریان دارد.

همچنین پارامترهای مورد رجوع در زیر آورده شده است. پارامتر  بر مبنای دیواره داخلی لوله و اختلاف دمای بین دیواره و هوا است و از انتقال حرارت جابجایی به هوا, مقاومت حرارتی دیواره لوله و رسوب و مقاومت های ناشی از تماس بین لوله و فین ها (درصورت وجود) تشکیل شده است.

 

 

 

شکل (۲-۴)  شماتیک کندانسور بهمراه توزیع دما در آن

 

 


۵-۴- بیان پارامترها

Tv: دمای بخار

Ts:دمای اشباع

To:دمای دیواره داخلی لوله

Ta:دمای هوا

Tvin:دمای بخار در ورود به لوله

sin:دمای اشباع در ورود به لوله

d:قطر داخلی لوله

:

.ولدز مایع،

Rev= عدد رینولدز بخار

ب- درصورتی که ReL>1800 اما m/Sec UG<3 باشد و ReG<35000 از رابطه کرکبراید استفاده می شود.

درتوضیحات بالا  عدد رینولدز با این فرض است که همه جرم به صورت مایع جریان داشته باشد و برابر است با:

(۱۹-۴)

همچنین uG، سرعت بخاراست با این فرض که همه جرم به صورت بخار جریان داشته باشد. و برابر است با:

(۲۰-۴))          دبی جرمی: G)

و در نهایت ReG عدد رینولدز با این فرض است که همه جرم به صورت بخار اشباع جریان داشته باشد و برابر است با :

(۲۱-۴)

ب- درصورتی که

  • برای بخار اشباع از رابطه (SHAH) استفاده می شود.
  • برای بخار فوق اشباع ازرابطه میروپولسکی(Miropolski) استفاده می شود. این رابطه تنها برای بخار آب و به صورت منحنی ارائه شده است.

(رابطه شاه, میروپولسکی در مقاله [۶] آمده است.)

*توضیح آنکه در این توصیه ها از مقاومت سطح تماس در هنگام تغییر فاز چشم پوشی شده است.

۱۰-۴- افت فشار [۲]

افت فشار برای محدوده  با به کمک گیری ضریب اصطکاک کلبرن (colburn)محاسبه می شود:

(۲۲-۴)

برای محدوده  افت فشار به صورت زیر بیان می شود:

(۲۳-۴)

(۲۴-۴)

و ضریب اصطکاک fc به صورت زیر برای محاسبه  به کار خواهد رفت:

(۲۵-۴)

 

 

و در نهایت افت فشار  برابر است با :

که در آنها:

: افت فشار استاتیکی در ناحیه تقطیر Pa

: افت فشار اصطکاکی در ناحیه تقطیر Pa

: افت فشار ناشی از مومنتوم در ناحیه تقطیر، Pa

G: سرعت جرمی

L: گرمای نهان تقطیر،

دررابطه مربوط به افت فشار، خواص فیزیکی بخار و مایع در دماهای Tvl و Tsl­ محاسبه   می شوند.

۱۱-۴- چگونگی محاسبات:

مفروضات:

عبارتند از قطر لوله ها، جنس لوله ها، تعداد لوله ها، تعداد پاس ها، سرعت و دبی و دمای هوایی که روی لوله ها حرکت می کند.

انجام محاسبات:

این بخش برای سهولت بیان به صورت مرحله به مرحله نوشته شده است:

  • با رجوع به توضیحات قسمت (۶-۴) همین فصل طول l1 یعنی طول لوله برای اشباع شدن بخار محاسبه می شود.
  • با بازگشت به توضیحات بخش (۷-۴) همین فصل یعنی ضریب انتقال حرارت سطح لوله با هوا به دست می آید.
  • با رجوع به معادلات قسمت (۹-۴) همین فصل hc یعنی ضریب انتقال حرارت تقطیر داخل لوله محاسبه می شود.
  • با بازگشت به توضیحات قسمت (۳-۴) و (۸-۴) Kc یعنی ضریب انتقال حرارت کلی کندانسور محاسبه می شود.
  • با بازگشت به قسمت (۸-۴) طول lc یعنی طول لازم برای تقطیر بخار اشباع به دست  می آید.
  • با رجوع به قسمت (۱۰-۴) افت فشار در قسمت های مختلف از

 

 

فصل پنجم

بررسی محفظه جاذب

 

 

 

 

 

– مقدمه

محفظه جاذب شامل محلول جاذبی است که تمایل شدیدی برای جذب مبرد گازی دارد. این بدان معنی است که حجم بزرگی از بخار مبرد در هنگام ورود

.این نکته ضروری است که در محفظه جاذب به مبرد, انرژی آنگونه که در کمپرسور است افزوده نمی شود. [۱]

متن کامل در نسخه قابل خرید موجود است.

کریستالیزاسیون (crystalization)

  • جامد شدن محلول برومید لیتیم و متبلور شدن آن را کریستالیزاسیون می گویند. برومید لیتیم در شرایط خاصی از نظر دما فشار و غلظت بلوری می
  • .هوا و یا روغن که تقطیر نمی شوند.
  • نوسانات خیلی زیاد درجه حرارت آب سرد شده
  • رقیق شدن نادرست محلول برومیدلیتیم.

برای رفع کریستالیزاسیون که پس از ژنراتور اتفاق می افتد یک لوله ضد کریستالیزاسیون بین جاذب و ژنراتور قرار

.. شکل های (۱-۵) و (۲-۵). چنانکه از شکل (۲-۵) پیداست در نقطه ورود محلول قوی به جاذب خطر تبلور وجود دارد. این نقطه باید در طراحی سیکل به دقت مورد بررسی قرار گیرد.

شکل (۱-۵) دیاگرام جعبه ای ساده شده برای یک سیستم سرمایش جذبی پایه[۳]

 

 

شکل (۲-۵) سیکل جذبی بر روی نمودار تعادل آب- برومید لیتیم [۳]

شرایط نقطه ورودبه جاذب از نظر دما و فشار

.در سیکل هوا- خنک جذبی

۱-۳-۵- توضیحات ضروری

سیکل اول که بررسی شده است همان سیکلی است که در فصل دوم محاسبات مربوط به آن رابه طور کامل آورده ایم. البته خلاصه این محاسبات دوباره تکرار خواهد شد.

سیکل دوم که مدلی دیگر است پس از سیکل اول بررسی شده است و سیکل سوم که تلفیقی از این دو است، در انتها مورد محاسبه قرار گرفته است.

سه سیکل، به این ترتیب با هم مقایسه شده اند که کلیه

.برای هر سه سیکل

ابتدا محفظه جاذب به صورت یک حجم کنترل بدون وارد شدن به جزییات داخل آن بررسی می شود. برای اطلاع دقیق از محاسبات ترمودینامیکی که در اینجا به صورت خلاصه آورده شده اند، به فصل دوم رجوع کنید. در شکل (۳-۵) سیکل جذبی مورد محاسبه را می بینید:

 

 

 

 

 

 

          شکل (۳-۵) سیکل جذبی ساده شده

 

 

فرض های اولیه

 

 

 

 

 

با فرض اشباع بودن نقاط ورودی و خروجی در ژنراتور و با کمک نمودار اشباع  آب- برومیدلیتیم: [۴]

 

قانون پیوستگی برای محفظه جاذب:           : فرض

 

از فرض مساله

۳-۳-۵- مدل اول- مدل EISA [6,5]

این مدل که در مراجع [۵] و [۶] ارائه شده محفظه جاذب را به صورت ستونی با دیواره تر در نظر می گیرد. جاذب های با دیواره تر نرخ انتقال

. چنین جاذبی را در زیرمی بینید:

 

 

 

 

 

 

شکل (۴-۵) دیاگرام شماتیک سیکل جذبی با استفاده از مدل EISA

در شکل (۵-۵) محفظه جاذب به همراه نقاط ورودی و خروجی و همچنین فرم عملی این جاذب را می بینید.[۵]

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

شکل (۵-۵) جاذب مدل اول : ۱، بخار از اواپراتور؛ ۲، تزریق محلول (Charging)؛ ۳، محلول ورودی به جاذب پس از خنک کن خارجی؛ ۴، محلول از ژنراتور؛ ۵، محلول به ژنراتور؛ ۶، محلول

.ها به صورت نمونه هستند). [۵]

 

 

 

 

۴-۳-۵- محاسبات مدل ESIA

هدف از این محاسبات همانطور که در بخش (۱-۳-۵)

.خواهد شد.

(فرض)

 

به علت ناچیز بودن کار پمپ h5 تقریبا با h6 برابر است. این مطلب از روی محاسبه  هم تایید می شود.

معادله انرژی برای مبدل حرارتی بین جاذب و ژنراتور به صورت زیر نوشته می شود:

 

 

 

 

معادله انرژی برای لوله جاذب به تنهایی (حجم کنترل) عبارت  است‌از:

 

و از معادله انرژی نتیجه می شود که:

و این همان جرم در گردشی است که برای مقایسه به آن نیاز داریم. ضریب کارایی و بازده سیکل به صورت زیر تعیین می شود:[۷]

 

۵-۳-۵- مدل دوم- مدل  [۸] KURSOAWA

پیکر بندی تقریبی جاذب هوا- خنک که مورد استفاده قرار گرفته در شکل (۶-۵) نمایش داده شده است و خصوصیات

.بخار مبرد را همراه با مایع جاذب تامین می کند، یک لوله عمودی جاذب و یک هدر پایین که استخری از مایع را به یک پمپ پاششی متصل می کند است. چهار بلوک درمسیر جریان هوای خنک کن چیده شده اند.

محلول قوی از ژنراتور ابتدا در دمای هوای خروجی به بلوک می ریزد، از داخل لوله جاذب سرازیر می شود در طول مبدل حرارتی خنک می شود با جذب بخار مبرد رقیق می شود و سپس در دمای ورودی هوا به بلوک باز گردانده می شود. مایع جاذب که با گذر پیاپی از بلوک در ورودی هوای خنک کن، رقیق شده است در نهایت با گذشت از پمپ گردش به ژنراتور فرستاده می شود.

.است، می بینید. برای حل سیکل قسمتی از راه حل سیکل پیشین که درصفحه های قبل آمده، دوباره تکرار می شود. برای اطلاع از آنها به فصل (۲-۳-۵) رجوع کنید.

 


              شکل (۶-۵) پیکربندی محفظه جاذب هوا- خنک در مدل دوم [۸]

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

شکل (۷-۵) دیاگرام سیکل جذبی با استفاده از محفظه جاذب مدل دوم[۸]

چنانکه در شکل (۸-۵) می بینید، می توان معادله زیر را برای یکی از لوله های جاذب در نظر گرفت:

 

 

 

 

 

شکل (۸-۵) یکی از لوله ها

 

(فرض)

دمای هوای خروجی (فرض)

 

دبی جرمی در جاذب با کمک قانون اول ترمودینامیک به دست می آید:

 

و دبی جرمی در گردش برابر است با:

حال می توانیم با مقایسه دو مدل بررسی شده آن مدلی را که مناسب تر است بیابیم:

۶-۳-۵- مدل تلفیقی:

در این بخش مدلی را ارائه می دهیم که در حقیقت تلفیقی از دو مدل اول و دوم است. چنین مدلی، چنانکه در شکل (۹-۵) می بینید وظیفه خنک کردن مح

.ل در جاذب را بر عهده دو جزء نهاده است. ابتدا جزء داخل محفظه جاذب و سپس قسمت هوا- خنک

.بهتر کردن سیکل بهره گرفته شده است.

برای شروع محاسبات دمای نقطه ۱۲ یعنی نقطه خروج محلول از قسمت هوا- خنک, مجزا فرض می شود. این فرض با جزیی در نظر گرفتن اختلاف دمای خروجی در این مبدل حرارتی انجام شده است.

 

معادله انرژی برای مبدل حرارتی به صورت زیر نوشته می شود:

با کمک نمودار تعادل آب- برومید لیتیم:

اگر فرض کنیم که نیمی از گرمای ایجاد شده در جاذب در لوله ها و نیمی دیگر در بخش هوا- خنک دفع شود:

از اینجا می توان جرم در نقطه ۵ را با کمک قانون اول به دست آورد:

شکل (۹-۵) سیکل جذبی با کمک جاذب هوا- خنک با تلفیقی از دو مدل ۱و ۲

 

می توانیم تعادل انرژی را برای محفظه جاذب برقرار کنیم به این صورت که:

 

ملاحظه می کنیم که دبی جرمی در گردش نسبت به دو حالت گذشته کاهش زیادی داشته است. گر چه این مدل

.

GABSI و BUGAREL  [۹]رابطه ای تجربی میان ضریب انتقال حرارت بین محلول و مبردبادبی‌های جرمی مایع و بخار دریک لوله جاذب با ۵% خطا ارائه کرده‌اند:

که دررابطه بالا:

hin= ضریب انتقال حرارت داخل لوله جاذب،

Mv= دبی جرمی بخار،Kg/sec

M1= دبی جرمی مایع، Kg/sec

این رابطه تجربی صرفا برای محلول آب- برومید لیتیم که در یک لوله عمودی جاری است برقرار خواهد

.. با چشم پوشی از مقاومت فلز لوله که ناچیز است داریم:

 

 

که U ضریب انتقال حرارت کلی بر حسب          است سطح لوله با کمک دماهای ورود و خروج برابر است با :

و در نتیجه می توان با فرض کردن قطر لوله، طول آن را به دست آورد.

 

 

 

 

 

فصل ششم

بررسی ژنراتور

 

 

 

 

 


۱-۶- مقدمه:

نتایج بررسی درباره ژنراتور ماشین جذبی با گرمایش مستقیم و با استفاده از گاز شهری برای جفت مبرد- جاذب آب- برومیدلیتیم در اینجا ارائه شده است. مدلی که در این نوشته توصیف شده است

.

 

 

 

 

شکل (۱-۶) لوله حاوی گازهای احتراقی (L,D)

می‌توان چنین مدلی را به سادگی برای یک مخزن استوانه ای یا دسته ای از لوله‌ها تعمیم داد.

۳-۶- ضریب انتقال حرارت سمت آب- برومید لیتیم

چنانکه

ناور است. این مخلوط به تدریج آب همراه خود را در فاز بخار از دست می دهد. با در نظر گرفتن جوشش هسته ای، ضریب انتقال حرارت برای جوشش چنین مخلوطی از رابطه معروف Rohsenow به دست می آید.[۱]

(۱-۶)

در معادله (۱-۶) خواص از مرجع [۲] به دست می آیند.

ژنراتور و غلظت متوسطی هستند که در محاسبات ترمودینامیکی (فصل دوم) ارائه شده‌اند.

 

 

 

 

 

 

 

با توجه به خواص بالا رابطه ای برای ضریب

.نزدیک به دمای اشباع مخلوط آب و برومیدلیتیم است. این اختلاف دما باید در حد معقولی انتخاب شود.

از رابطه دیگری به صورت زیر در مرجع [۴] استفاده شده که با استفاده از خواص مخلوط آب- برومید لیتیم ضریب انتقال حرارت جوشش محاسبه می شود.

(۳-۶)

 

با جانشانی خواص در رابطه (۳-۶) تخمین دیگری برای ضریب انتقال حرارت جوشش بر حسب  و  به دست می آید:

(۴-۶)

علاوه بر این دو رابطه می توان hc را با کمک نموداری تقریبی که در مرجع[۸] آمده است به دست آورد.

متن کامل در نسخه قابل خرید موجود است.

آنالیز سوختن سوخت

سوختی که برای منظور استفاده در ژنراتور ماشین جذبی با گرمایش مستقیم استفاده می شود، گاز شهری است. ترکیب گاز شهری را متان CH4 (80 تا ۹۶

.سوختن متان بر این اساس نوشته می شود. البته چنین تقریبی چندان از واقعیت دور نیست و می تواند با ضریب اطمینان به کار برده می‌شود.

رابطه سوختن متان با ۲۰% هوای اضافی عبارت است از:

و یا به صورت خلاصه:

(۵-۶)

به طور کلی برای اعمال قانون اول ترمودینامیک بر یک فرایند حالت دائم- جریان دائم (SSSF) که در برگیرنده یک واکنش شیمیایی باشد و تغییرات انرژی جنبشی در آن صفر باشند: [۵]

(۶-۶)

آنتالپی هر گاز یا مایع در دمای ۲۵ و فشار Mpa1/0 است که آنتالپی تشکیل آن گاز یا مایع نامیده می شود. مبنای چنین تعریفی صفر در نظرگرفتن این انتالپی برای عناصر است.  بیانگر تغییرات انتالپی بین هر حالت داده شده و انتالپی در K 15/298 و Mpa1/0 است یعنی:

(۷-۶)

آنچه ما دراینجا بررسی می کنیم دمای آدیاباتیک شعله است که از روش آزمون و خطا در رابطه زیر به دست می آید:

(۸-۶)

دمای واقعی شعله گاز در ورود به لوله با اعمال ضریبی در دمای آدیاباتیک شعله به دست خواهدآمد.

۵-۶- محاسبات سوختن سوخت

با بازگشت به معادله واکنش و با توجه به اینکه واکنش کننده ها در دمای ۲۵ و فشار Mpa1/0 هستند داریم:

 

 

 

چون دمای واکنش کننده ها همان ۲۵ و فشارشان همان Mpa1/0 است:

(۹-۶)

برای محاسبه بخش محصولات احتراقی داریم:

 

 

 

اکنون برای تخمین زدن دمای گازهای احتراقی از روش آزمون و

.خواهد بود:

(۱۰-۶)

 

 

پس از مرتب کردن:

(۱۱-۶)

اکنون برای هر دما که حدس زده می شود تغییرات آنتالپی به کمک جدول A.11 مرجع[۵] به دست می آیند و در صورت برقراری تساوی، دمایی که به دست می آید همان دمای آدیاباتیک شعله است.

دمای آدیاباتیک شعله T=2110k حدس نهایی

همانطور که اشاره شد دمای واقعی گازهای احتراقی با اعمال ضریبی بر دمای آدیاباتیک شعله به دست می آید. این ضریب به شرایط ترمودینامیکی سوختن بستگی دارد[۵]:

۶-۶- انتقال حرارت در سمت گاز[۶]

تبادل حرارت در سمت گاز هم به صورت جابه جایی و هم تابش گاز تواما انجام می شود روش دقیق در محاسبه این تبادل حرارت محاسبه جداگانه هر قسمت است و داریم:

(۱۲-۶)

درزیر محاسبات مربوط به انتقال حرارت جابه جایی و تابش به

.آشفته داخل لوله ها به طور کلی برقرار است. رابطه ساده شده برای گازها که از رابطه (۱۳-۶) نتیجه می شود از مرجع [۱۱] به دست می آید.

(۱۴-۶)

دراین رابطه G سرعت جرمی برحسب lbm/FT2hr و D قطر لوله بر حسب فوت، Cp گرمای ویژه گاز بر حسب          و h ضریب انتقال حرارت جا به جایی سمت گاز بر حسب           است. برای محاسبه Cp گرمای ویژه محصولات احتراق در دمای Tgag است که در زیر محاسبه شده است.

مقدار حرارت متبادله جابه جایی از رابطه (۱۵-۶) محاسبه می شود.  همان اختلاف دمای متوسط لگاریتمی است که برای محاسبه آن به دمای ورود و خروج گاز نیازمندیم. دمای ورودی گاز از محاسبات احتراق سوخت (قسمت ۵-۶) به دست آمده است. دمای خروجی گاز را حدودا ۱۰۰ بیشتر از دمای سمت مخلوط درنظر می‌گیریم:

(دمای مخلوط)+

U0 ضریب انتقال حرارت کلی است و با صرفنظر کردن از مقاومت فلز لوله تنها به ضرایب انتقال حرارت جوشش سمت مخلوط و جابجایی سمت گاز بستگی خواهد داشت:

(۱۵-۶)

.CPo های جزیی تک تک محصولات احتراق محاسبه می شود:

 

 

 

 

 

 

 

 

برای به دست آوردن دبی گاز از آنتالپی سوختن متان استفاده می کنیم.

 

 

 

با جانشانی m و CP قطر لوله در معادله (۱۴-۶) hgas به دست می آید. در نهایت رابطه ای میان گرمای ناشی از جابه جایی و سطح لوله به دست می آوریم:

(۱۷-۶)

۲-۶-۶- انتقال حرارت تابشی[۶]

انتقال حرارت تابشی در این قسمت, از تابش بعضی از گازها مثل So2, H2o, Co2 به وجود می آید. گازهایی مانند H2

.

برای محاسبه مقدار تابش از این گازها دو عامل خواص تابشی آنها را تحت تاثیر قرار می دهد:

الف- فشار جزیی هر گاز : زیرا نشان دهنده غلظت گاز است.

ب- ضخامت لایه گاز(Thickness of Gas Layer) یا شعاع متوسط تابش عبارت است از سیستمی که در آن توده نیمه کروی از گاز به شعاع Lr قرار دارد و به قسمتی از سطح کره در مرکز قاعده نیمکره قرار دارد تابش می کند. شعاع سطح  مزبور را شعاع متوسط تابش می گویند که مقدار آن با اشکال هندسی مختلف تغییر می‌کند

(۱۸-۶)

برای تابش گاز فشار جریی گازهای مورد نظر (H2o,Co2) مورد نیاز هستند. با توجه به اینکه فشار گازهای

 

 

 

 

اکنون با کمک منحنی های (۱) و (۲) می توان با داشتن

.حرارت تابشی وسطح لوله به صورت زیر است:

 

ضریب قابلیت صدور لوله

(۲۰-۶)

(۲۱-۶)

(۲۲-۶)

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

منحنی (۱-۶) ضریب صدور برای دی اکسید کربن[۶]

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

منحنی (۲-۶) ضریب صدور برای بخار آب [۶]

 

 

 

 

 

 

 

منحنی (۳-۶) ضریب تصحیح برای بخار آب [۶]


۳-۶-۶- محاسبه سطح لوله:

در نهایت سطح لوله با برابر نهادن گرمای ژنراتور که از حل ترمودینامیکی سیکل به دست آمده با گرمای جا به جایی و تابشی به دست آمده در همین فصل حساب خواهد شد:

(۲۳-۶)

روش محاسبه ثابت های I وII در قسمت های (۱-۶-۶) و (۲-۶-۶) آمده است.

۷-۶- مدل های عملی

در اینجا دو مدل عملی از ژنراتورهای جذبی آب-

.یک محفظه مجزا احتراق صورت گرفته و گازهای خروجی به داخل محفظه انتفاق یافته و از آنجا به داخل لوله های مبدل (که می تواند به عنوان اکونومایزر فرض شود) هدایت شده از دودکش خارج می‌شود.

 

 

 

 

شکل (۳-۶) ساختمان ژنراتور مشعل [۷]


 

از طرف دیگر در سمت پوسته مایع، مخلوط برومید لیتیم و آب وجود دارد و پس از حرارت دیدن, بخار آب از بالا و مایع غلیظ از پایین خارج

آتشی) و از جنس فولاد با مشعل گازی اتمسفریک پیشنهاد شده است.

   شکل (۴-۶) چگونگی قرار گرفتن ژنراتور در سیکل (۷)

در مرجع [۱۰] فرم دیگری از همین مدل معرفی شده که شکل شماتیک آن را در پایین می بینید.

 

شکل (۵-۶) مدل دیگری از ژنراتور لوله آتشی[۱۰]

 

 

 

 

 

 

نتیجه گیری نهایی

 

 

 

 

 

 

 

 

 

الف) اثرات زیست محیطی

 

جذبی در چند ساله اخیر مورد توجه و دقت بیشتری قرار گیرد.

با وجود اینکه مراحل طراحی و ساخت این سیستم ها به نتیجه رسیده است و هم اکنون بصورت کالای تجاری در آمده اند، لیکن بدلیل عدم شناخت کافی از اجزاء و اتکاء به روابط تجربی با دقت های نه چندان زیاد, دانش مدونی از مراحل طراحی ترموهیدرولیکی و مکانیکی آنها در دسترس نیست.

ب) هزینه نسبتا بالای مصرف انرژی الکتریکی

بنابر آمار و تحقیقاتی که صورت گرفته است هزینه مصرف برق در مقایسه با مصرف سوخت (از نخستین

راتب بالاتر خواهد بود و این مطلب در مورد کشورهایی نظیر کشورمان که از منابع سوخت نسبتا پایدرای برخور دار

.مناسبترین روشی که بنظر می رسد آنست که از این دو منبع بطور همزمان و با توجه به کاربرد مطلوب هر یک استفاده شود.

سیستمهای جذبی در مقایسه با سیستمهای تراکمی، ممکن است هزینه نصب و راه اندازی بیشتری داشته باشند، ولی این سیستمها در دراز مدت مقرون به صرفه خواهند بود چرا که اجزای متحرک کمتری دارند و در نتیجه عمر مفید آنها طولانی تر خواهد بود. البته باید به این نکته نیز توجه کرد که گاز طبیعی همانند انرژی الکتریکی، منبع انرژی تمیزی محسوب می گردد چرا که در صورت طراحی درست محفظه احتراق، این سوخت تولید مواد آلوده کننده محیط زیست نمی کند.

ج) سازگاری تحلیل تئوری با نکات و مسائل ساخت

در بررسی و تحقیق بر روی این پروژه (بخصوص محفظه جاذب)، بسیاری از طرحها بررسی شد که قانون اول و دوم ترمودینامیک در مورد آنها صادق بود ولی به علت عملی نبودن از نظر ساخت و در دسترس

.البته با توجه به تحقیقات گسترده ای که در حال حاضر در بسیاری از کشورهای جهان در رابطه با این سیستمها در حال انجام است، بنظر می‌رسد طرحهای مناسبتر دیگری نیز وجود دارد که تحقیق درباره آنها به زمان طولانی نیازمند است.

د) بهینه سازی و اصلاح کلی سیستم

این پروژه فاز اول خود را طی کرده است و با وجود

.می توان به سیستم مطلوبتری دست یافت که از آن جمله می توان به نکات زیر اشاره کرد:

  • حذف سیستمهای واسطه انتقال انرژی، استفاده از اواپراتورهای انبساط- مستقیم (DX) بجای اواپراتورهایی که از یک سیال مانند آب برای انتقال انرژی استفاده می‌کنند.
  • افزایش تعداد طبقات ژنراتور که نوعی بازیابی انرژی در سیستم محسوب می شود و در حال حاضر در اصلاح اکثر سیستمهای جذبی بکار گرفته می شود.
  • استفاده از منابع انرژی بدون هزینه و در دسترس نظیر انرژی خورشیدی که با بکارگیری پانلهای خورشیدی می‌توان آب را در یک مخزن گرم کرد و از آن
  • .کمک کند.

هـ) اهداف و نتایج این تحقیق

در این تحقیق با هدف ساخت و بهره برداری ازیک سیستم سرمایش جذبی، تک اثره، هوا- خنک،‌ برومیدلیتیم- آب و با استفاده مستقیم از گاز شهری در ظرفیت حدود ۲۰۰ تن تبرید و بصورت پکیج اجزاء عمده سیستم مورد بررسی قرار گرفته و

برای طراحی محفظه جاذب تلفیقی از مدل Eisa و Kurosawa است که با توجه به هوا- خنک بودن کندانسور، با بقیه شرایط طرح هماهنگی کامل دارد. طراحی ژنراتور با توجه به استفاده مستقیم از

. ژنراتورهای موجود انجام گرفته است. دراین میان

.نسور و اواپراتور رابطه تجربی مورد نظر استخراج گردد. در نهایت، برای تجزیه و تحلیل بیشتر سیستم و توسعه و تکمیل

متن کامل در نسخه قابل خرید موجود است.

۱ – مراجع

  1. Ebara Corporation, A Booklet on “Refrigeration Machines”, ۱۹۹۲٫
  2. W.H. Wilkinson, “Absorption Cooling: A Viable Option for today and Tomorrow”, ASHRAE journal, PP.41 – ۴۴,۱۹۹۴٫
  3. ARORA, “Refrigeration and Air conditioning” chapter 15, 1986.
  4. Dossat, “Principle of refrigeration”, P.554, 1995.
  5. ASHRAE, “Handbook of Equipment” Chapter 14,1983.
  6. N.C. Harris, “Modern Air Conditioning Practice”, Chapter 12 -18, 1985.
  7. ASHRAE, “Handbook of fundamental”, Chapter 1, 1985
  8. P.D. Ledema, “Real Process Simulation of A Libr/Znbr2/CH3OH absorption Heat pump” ASHRAE Trans. PP. 562 – ۲۷۴,۱۹۸۷٫
  9. C.P.ARORA “Refrigeration & Air Conditioning”, Chapter 12,1991.
  10. A.C. De Vuono et.al “Development of a Residential Gas Fired Double – Effect Air Conditioner – Heater using water And Lithium Bromide”, ASHRAE Trans. PP.1494 – ۱۴۹۸, ۱۹۸۵

۲– مراجع

  1. Merrick, R.H., “A Direct, Evaporatively cooled 3 – ton LiBr – water Absorption Chiller For Solar Application”, ASHRAE Trans. PP. 794 – ۸۰۹, ۱۹۸۲٫
  2. Eisa, M.A.R, “Heat 7 Mass Transfer, PP. 891 – ۸۹۴, ۱۹۹۱٫
  3. N.C.Haris, “Modern Air Conditioning Practice “ McGraw-Hill, 1983.
  4. Ebara Corporation, ”A Text on refrigeration Machines”,۱۹۹۵٫
  5. ASHRAE, ” Handbook of fundamentals”, ۱۹۸۵٫
  6. Gordon j. van Wylen, Richard E. Sonntag, “Fundamentals of classical Thermodynamics”, SI version, Third edition, 1976.
  7. Fran Bosnjakovic, “Technical Thermodynamics” Trans lated by perry L. Blackshear, Jr. Holt, Rinehart, and Winston, New York, 1965.
  8. J. Wang, X. Hu, c.Liu, “Coefficient of performance of An Ideal Absorption cycle, “ASHRAE Trans. 3616, 1992.
  9. Stanish, M. A, and D.D perlmutter, “salt – hydrates An Absorbent in Heat pump cycles”, solar Energy 26 (4) :333, 1981.
  10. Kaushik, s,c And N.R. Shoridan, “computer modeling And Thermodynamic assessment of Aqua – Ammonia absorption cycle”. Solar Heat pump, building And environment 1981.
  11. Kaushik S.C , C.S Tomar, And S. chandra, 1983 “cop of an ideal absorption applied energy.
  12. yan Z, and j.chen, “An optimal endoreversible three – heat source Refrigerator”, j. APPL. Phys. ,1989.

۳- مراجع

 

  1. Ebara Corporation, “A text on Refrigeration machines”, ۱۹۹۰٫
  2. ASHRAE, “Handbook of equipment”, Chapter 17, 1983.
  3. Biermann, W.J., “An absorption Machine for solar cooling”, ASHRAE Trans, PP. 406 – ۴۱۰, ۱۹۷۹٫
  4. Vliet, C.G., “water – Libr Double – effect absorption cooling cycle analysis “ASHRAE Trans., PP. 881 – ۸۲۳, ۱۹۸۲٫
  5. De Vuono, A.C “development of a residential Gas – fired double – effect air conditioner – heater using water & Libr”, ASHRAE Trans, PP 1494 – ۱۴۹۸, ۱۹۹۰٫
  6. Iedema, P.D “Real process Simulation of a Libr/Znbr2/CH3OH/ absorption Heat pump”, ASHRAE trans. PP. 562 – ۵۷۴, ۱۹۸۷٫
  7. Incropera, F.P, P.Dewitt, “ Fundamentals of heat & mass Transfer” ۳rd id. John – wilet & sons. P. 477, 1990.
  8. Kern, D.Q. “Process Heat transfer” , McGraw – Hill, 1984.

 

۴- مراجع

  1. NATO Advanced Research Institute, “Two – phase Flow HX, Thermal – hydraulic Analysis & Design”, P.801, eds. Bergeles et. Al, 1988.
  2. S. Nozuet al. “A Method for estimating Tube Length and pressure Drop for Air – cooled Condenser”, ASHRAE Trans. PP. 3-21, 1990.
  3. ASHRAE, “handbook of equipment”, P.6.9, 1983.
  4. F.P. Incropera, Dewitt, D.P “Fundamentals of heat & mass Transfer”, chapter 8, McGraw Hill, 1990.
  5. ASHRAE, “Handbook of fundamentals”, PP. 3.12 – ۱۶ ۱۹۸۵٫
  6. M.M. SHAH, P.E, “Heat Transfer during film condensation in tube & annule; A Review of the literature”. ASHRAE Trans. PP. 1086 – ۱۱۰۵, ۱۹۸۱٫

۵- مراجع

  1. Harris, N.C. “Modern air conditioning practice”, Mc-Graw– Hill,1983.

۲- نایینیان , ۱۳۷۱ تاسیسات ساختمان انتشارات قائم.

  1. Eisa, M.A.R, et. al. “Thermodynamic Dsign Data for Abs. Heat pump systems operating in water – Libr, part I-Cooling”, Applied energy, PP 287 – ۳۰۱٫
  2. ASHRAE, “Handbook of fundamentals”, Chapter 16. 1985.
  3. EISA, M.A.R, “Heat and mass transfer studies on water – Libr absorption heat pump system”, int j. Heat mass transfer, PP. 2323-2329, 1985.
  4. EISA, M.A.R, et al. “ A study of economizer performance in a water – Libr absorption cooler” int. j. heat mass transfer, pp. 2323 – ۲۳۲۹, ۱۹۸۵٫
  5. Wang j, et al. ”Coefficient of performance of an ideal absorption cycle”, ASHRAE Trans. PP. 185 – ۱۸۷, ۱۹۹۲٫
  6. Kurosawa. S, S. fujimaki, “development of air – cooled double – effect gas – fired absorption water chiller – heater”, ASHRAE Trans. PP.318 –۳۲۵, ۱۹۸۹٫
  7. Gabsi, S., R. Bugarel, “water absorption by a solution of Libr in wetted wall columns with tangential feed”, Int com.Heat mass transfer, PP. 49 – ۵۸, ۱۹۸۳

۶- مراجع

  1. F.P. Incropera, Dewitt, D.P “Fundamentals of heat & mass Transfer”, john wiley & sons, 1990.
  2. M.R. Patterson et al., “Numerical fits of the properties of LiBr – water” ASHRAE Trans, PP. 2059-2077,1988
  3. ASHRAE, “Handbook of fundamentals”, chapter 16, 1985.
  4. J. berghmans, “Heat pump fundamentals” proceedings of the NATO Advanced study Institute on Heat Pump fund, Spain. ,1983.
  5. Van Wylen et al. “fundamental of classical thermodynamics”. ۱۹۷۶٫
  6. S. Kurosawa, Yoshikawa, m. “The Highest efficiency Gas- Direct fired absorption water Heater – chiller” ASHARE Trans. 1981.
  7. M. Hou, D. ouyang, “pool boiling heat transfer in a horizontal narrow annulus of LiBr/water solution under a vacuum” ASHRAE Trans. PP. 661-666, 1993.
  8. ASHRAE, “handbook of equipment”, Chapter 14, 1983.
  9. R.W.Leigh et al. “Capital cost reduction in Abs. Chiller”, ASHRAE Trans, PP. 939-952, 1989.
  10. ASHRAE, “Handbook of fundamentals” Chapter 3, 1985.

 

خرید و دانلود فوری

نسخه کامل و آماده
4900 تومان برای دریافت نسخه کامل

137 صفحه فارسی

فونت استاندارد/Lotus/14

فرمت فایل WORDوPDF

دارای ضمانت بازگشت وجه

نسخه قابل ویرایش+نسخه آماده چاپ

دریافت فوری + ارسال به ایمیل

فصل اول- آشنایی
– ماشین جذبی و کاربردهای آن
۲-۱- ماشین جذبی برای گرمایش و سرمایش ……………………………………. ۱۹
۳-۱- ماشین جذبی درمقایسه با ماشین تراکمی……………………………………. ۲۱
فصل دوم- ترمودینامیک سیکل
۴-۲- خواص ترمودینامیکی و ترموفیزیکی نقاط……………………………………. ۴۱
۵-۲- ضریب عملکرد……………………………………. ۴۵
۵-۲- ضریب عملکرد ماشین جذبی ……………………………………. ۴۷
فصل سوم- بررسی اواپراتور
– انتقال حرارت……………………………………. ۵۸
۴-۳- تبخیر لایه ای……………………………………. ۶۱
۵-۳- روش بررسی اواپراتور……………………………………. ۶۱
۶-۳- روش محاسبات……………………………………. ۶۲
فصل چهارم – بررسی کندانسور
۳-۴- انتقال حرارت……………………………………. ۷۲
۴-۴- محدوده های تغییرات در شرایط محاسبه ……………………………………. ۷۳
۵-۴- بیان پارامترها……………………………………. ۷۶
۶-۴- ناحیه خنک شدن فاز بخار ……………………………………. ۷۶
فصل پنجم- بررسی محفظه جاذب
– محاسبات مشابه برای هر سه سیکل……………………………………. ۸۹
۳-۳-۵- مدل EISA……………………………………. 91
۴-۳-۵- محاسبات مدل EISA……………………………………. 94
۵-۳-۵- مدل KUROSAWA……………………………………. 95
۶-۳-۵- مدل تلفیقی……………………………………. ۹۹
۴-۵- طراحی جذب
فصل ششم- ژنراتور۱۰۶
انتقال حرارت جابجایی
محاسبات احتراق سوخت
انتقال حرارت در سمت گاز
ضریب انتقال حرارت سمت آب- برومیلیتیم
+ فهرست فارسی
فصل اول- آشنایی
– ماشین جذبی و کاربردهای آن
۲-۱- ماشین جذبی برای گرمایش و سرمایش ……………………………………. ۱۹
۳-۱- ماشین جذبی درمقایسه با ماشین تراکمی……………………………………. ۲۱
فصل دوم- ترمودینامیک سیکل
۴-۲- خواص ترمودینامیکی و ترموفیزیکی نقاط……………………………………. ۴۱
۵-۲- ضریب عملکرد……………………………………. ۴۵
۵-۲- ضریب عملکرد ماشین جذبی ……………………………………. ۴۷
فصل سوم- بررسی اواپراتور
– انتقال حرارت……………………………………. ۵۸
۴-۳- تبخیر لایه ای……………………………………. ۶۱
۵-۳- روش بررسی اواپراتور……………………………………. ۶۱
۶-۳- روش محاسبات……………………………………. ۶۲
فصل چهارم – بررسی کندانسور
۳-۴- انتقال حرارت……………………………………. ۷۲
+ فهرست فارسی ۲
۴-۴- محدوده های تغییرات در شرایط محاسبه ……………………………………. ۷۳
۵-۴- بیان پارامترها……………………………………. ۷۶
۶-۴- ناحیه خنک شدن فاز بخار ……………………………………. ۷۶
فصل پنجم- بررسی محفظه جاذب
– محاسبات مشابه برای هر سه سیکل……………………………………. ۸۹
۳-۳-۵- مدل EISA……………………………………. 91
۴-۳-۵- محاسبات مدل EISA……………………………………. 94
۵-۳-۵- مدل KUROSAWA……………………………………. 95
۶-۳-۵- مدل تلفیقی……………………………………. ۹۹
۴-۵- طراحی جذب
فصل ششم- ژنراتور۱۰۶
انتقال حرارت جابجایی
محاسبات احتراق سوخت
انتقال حرارت در سمت گاز
ضریب انتقال حرارت سمت آب- برومیلیتیم

(برای امنیت و سهولت بیشتر پیشنهاد میشود با نرم افزارهای موزیلا فایر فاکس و یا گوگل کروم وارد شوید)

***************************

*************************************

پرداخت از درگاه امن شاپرک  با همکاری شرکت زرین پال صورت میگیرد

 ۱۵ درصد از درآمد فروش این فایل به کودکان سرطانی(موسسه خیریه کمک به کودکان سرطانی) اهدا میشود

پس از پرداخت،علاوه بر ارسال فوری فایل ها به ایمیلتان،مستقیماً به صورت اتوماتیک به لینک دانلود فایل ها  ارجاع داده میشوید.

در صورت نیاز به هرگونه راهنمایی با ایمیل (MASTER@NEXAVARE.COM) یا شماره تماس پشتیبان (۰۹۳۶۹۲۵۴۳۲۹) در ارتباط باشید

کاربر گرامی، برای تهیه این اثر هزینه و زمان زیادی صرف شده است.که اکنون با این قیمت ناچیز در اختیار شما قرار گرفته است.لطفاً  تنها جهت استفاده دانشجویی یا شخصی خرید نمایید.همچنین اگر مدیر یک وبسایت یا وبلاگ هستید خواهش میکنیم آن را کپی نکنید.و یا در صورت کپی منبع را به صورت لینک درج نمایید. ضمناً شرعاً هم لازم به کسب رضایت است که به علت زحمت زیاد در انتشار ، کارشناسان ما رضایت استفاده بدون پرداخت هزینه آن را ندارند.تشکر از حمایت شما

مطالب مشابه