در چرخۀ نظری اتو در نمودار حجم – فشار مشاهده می‌شود. همان طور که از این شکل مشخص است این چرخه شش مرحله دارد:
شکل ‏۱‑۴ – چرخۀ نظری اتو [۲۶]
الف) مکش ( نقطۀ ۶ تا ۱): این فرایند در بررسی نظری، فشار ثابت فرض می‌شود و از موقعیت سنبه^[۴] در نقطۀ مکث بالا شروع و به نقطۀ مکث پایین ختم می‌شود. در این حالت دریچۀ دود بسته و دریچۀ هوا باز است.
البته در موتور، این فرایند فشار ثابت نیست و در واقع فشار هوا در عبور از چند‌راهه و دریچۀ هوا افت می‌کند. دریچۀ هوا نیز کمی قبل از نقطۀ مکث بالا باز و کمی بعد از نقطۀ مکث پایین بسته می‌شود. علاوه بر این هنگام عبور جریان، دمای هوا نیز گرمتر می‌شود.
ب) تراکم (نقطۀ ۱ تا ۲): این فرایند از نقطۀ مکث پایین سنبه شروع و به نقطۀ مکث بالا ختم می‌شود. هرچند در موتور واقعی این فرایند با انتقال حرارت همراه است ولی در چرخۀ نظری، بازگشت‌پذیر و بی در رو فرض می‌شود.
ج) احتراق (نقطۀ ۲ تا ۳): در این فرایند که در چرخۀ نظری حجم ثابت (آنی) فرض می‌شود به گازهای داخل محفظۀ احتراق گرما داده می‌شود. در موتور، این فرایند آنی نیست و برای محترق کردن مخلوط سوخت و هوا، قبل از نقطۀ مکث بالا، جرقه زده می‌شود و احتراق پس از این نقطه به اتمام می‌رسد.

( اینجا فقط تکه ای از متن پایان نامه درج شده است. برای خرید متن کامل فایل پایان نامه با فرمت ورد می توانید به سایت feko.ir مراجعه نمایید و کلمه کلیدی مورد نظرتان را جستجو نمایید. )

د) کاردهی (نقطۀ ۳ تا ۴): در اثر افزایش دما، گازهای داخل محفظۀ احتراق منبسط می‌شوند و سنبه را به پایین می‌رانند. این فرایند در واقعیت با انتقال حرارت همراه است ولی در چرخۀ نظری فرایندی بی در رو و بازگشت پذیر فرض می‌شود.
ه) خنک‌کاری هم حجم: در چرخۀ نظری فرض می‌شود گازهای داخل محفظۀ احتراق در پایان مرحلۀ کاردهی یا انبساط به صورت حجم ثابت تا دمای محیط خنک می‌شوند. در عمل نیز با باز شدن دریچۀ دود، چون فشار داخل محفظۀ احتراق از فشار جو بیشتر است، مقداری از گازهای داخل محفظۀ احتراق بیرون می‌روند.
و) تخلیه (نقطۀ ۵ تا ۶): با بالا آمدن سنبه از نقطۀ مکث پایین تا نقطۀ مکث بالا، گازهای داخل محفظۀ احتراق به بیرون رانده می‌شود. در چرخۀ نظری این فرایند به صورت فشار ثابت و در فشار جو انجام می‌شود ولی در چرخۀ واقعی هیچ‌گاه به فشار جو نمی‌رسد. [۲]
چرخۀ اشتعال تراکمی (موتورهای دیزلی)
چرخۀ اشتعال تراکمی یا چرخۀ دیزل^[۵] نیز همان شش مرحلۀ چرخۀ اتو را دارد و تفاوت این دو چرخه در فرایند احتراق است. نمودار نظری چرخۀ دیزل در دیده می‌شود. در چرخۀ نظری دیزل، در پایان مرحلۀ تراکم (نقطۀ ۲) پاشش سوخت آغاز می‌شود و در حالی که سنبه در حال حرکت به سمت پایین است، در فرایندی فشار ثابت، مخلوط سوخت و هوا محترق می‌شود (از نقطۀ ۲ تا ۳).
شکل ‏۱‑۵ – چرخۀ نظری دیزل [۲۶]
با دو روش می‌توان بازده چرخۀ دیزل و چرخۀ اتو را مقایسه کرد. در روش اول، نسبت‌ تراکم دو چرخه را مساوی قرار می‌دهیم و بازده هر یک از چرخه‌ها را اندازه می‌گیریم. در این روش چون احتراق در چرخۀ اتو، حجم ثابت است، بیشینۀ فشار در آن چرخه بیشتر از چرخۀ دیزل خواهد بود و در نتیجه مساحت چرخۀ اتو بیشتر از چرخۀ دیزل خواهد شد. افزایش مساحت چرخه به معنای دریافت کار بیشتر از سیال و طبعاً بازده بیشتر است.
در روش دوم، بیشینۀ فشار دو چرخه را مساوی قرار می‌دهیم. در این حالت چرخۀ دیزل می‌تواند نسبت تراکم بمراتب بزرگتری نسبت به چرخۀ اتو داشته باشد و مساحت چرخۀ دیزل بزرگتر از چرخۀ اتو خواهد شد و در نتیجه بازده چرخۀ دیزل بزرگتر از چرخۀ اتو می‌شود.
در عمل بیشنیۀ فشار چرخه، محدود کنندۀ طراحان موتورهای دیزلی و بنزینی است. با افزایش نسبت تراکم در موتورهای بنزینی، خود اشتعالی مخلوط سوخت و هوا پیش از جرقۀ شمع و پدیده‌ای به نام کوبش^[۶] اتفاق می‌افتد. به همین دلیل بازده عملی موتورهای دیزلی جدید معمولاً بیش از ۴۰% است و بعضاً به ۵۰% نیز می‌رسد در حالی که بازده موتورهای بنزینی بزحمت از ۳۵% بزرگتر می‌شود.
چرخۀ برایتون (توربین گاز)
چرخۀ برایتون^[۷] یا چرخۀ توربین گاز نیز مانند چرخه‌های موتورهای رفت و برگشتی همان چهار مرحلۀ اصلی را دارد ولی احتراق در این چرخه داخل محفظۀ احتراق بسته انجام نمی‌شود.
در چرخۀ برایتون در نمودارهای انتروپی – دما و فشار – حجم مخصوص مشاهده می‌شود. فرایند ۱-۲، کاری که کمپرسور روی هوا انجام می‌دهد را نشان می‌دهد. در فرایند ۲-۳ دمای گاز افزایش می‌یابد و در فرایند ۳-۴، گاز روی توربین کار انجام می‌دهد و فشارش کم می‌شود. در فرایند ۴-۱ نیز گاز تا دمای اولیه سرد می‌شود.
چرخۀ توربین گاز معمولاً باز است و از یک طرف هوا وارد توربین و از طرف دیگر محصولات احتراق خارج می‌شوند. در این حالت چون محصولات احتراق مستقیماً با پره‌های توربین برخورد خواهند کرد، کیفیت و نوع سوخت مصرفی در عمر این پره‌ها بسیار مهم خواهد بود.
اگر به جای سوزاندن سوخت در داخل محفظۀ احتراق، منبع گرمایی دیگری استفاده شود، می‌توان از چرخۀ بستۀ توربین گاز نیز استفاده کرد. در این حالت به دو مبدل حرارتی نیاز است. یکی در فرایند ۲-۳ به سیال گرما می‌دهد و دیگری در فرایند ۴-۱ حرارت را از سیال می‌گیرد. این طرح در مواردی که سوخت‌های پست مانند مازوت و زغال سنگ یا منابع دیگر انرژی مانند انرژی هسته‌ای در دسترس است استفاده می‌شود. در نمایی از چرخۀ باز و بستۀ توربین گاز دیده می‌شود.
طراحی و ساخت توربین گاز پیچیدگی‌های زیادی دارد. مقدار زیادی از گشتاور توربین، صرف گرداندن کمپرسور می‌شود و اگر کمپرسور بازده مناسبی نداشته باشد، عملاً کار خالص خروجی از توربین گاز ناچیز خواهد بود. بازده توربین‌های گاز معمولاً از ۳۵% تجاوز نمی‌کند.
شکل ‏۱‑۶ – چرخۀ برایتون در نمودارهای انتروپی – دما و فشار – حجم مخصوص [۲۶]
شکل ‏۱‑۷ – چرخۀ باز (شکل سمت راست) و بستۀ (شکل سمت چپ) توربین گاز [۲۶]
یکی دیگر از مشکلات توربین‌های گاز تأثیر بسیار زیاد دما و فشار محیط بر عملکرد و بازده آن‌هاست به‌طوری که با گرم‌ شدن بیست درجۀ سانتیگرادی دمای محیط، حدود ۱۵% از حداکثر توان قابل انتظار از توربین گاز کاسته می‌شود.

شکل ‏۱‑۸ – تأثیر فشار محیط و ارتفاع بر عملکرد توربین گازV94.2 [5]

شکل ‏۱‑۹ – تأثیر دمای محیط بر عملکرد توربین گاز V94.2 [5]
در برخی موارد از دود خروجی از توربین گاز که انرژی حرارتی زیادی نیز دارد برای چرخۀ رانکین (چرخۀ بخار) استفاده می‌شود که به مجموعۀ این دو، چرخۀ ترکیبی می‌گویند.
چرخۀ رانکین (نیروگاه بخار)
چرخۀ رانکین^[۸] یا چرخۀ بخار، چرخۀ اصلی نیروگاه‌های بخار است. برخلاف سه چرخۀ گذشته که سیال در تمام فرایند‌ها حالت گازی داشت، در این چرخه، از آب (مادون سرد و اشباع) و بخار (اشباع و مافوق گرم) استفاده می‌شود. البته همچنان فرایند‌های این چرخه نیز همان چهار فرایند اصلی تمام چرخه‌های مولد کار است. در نمایی از چرخۀ نظری رانکین در نمودار انتروپی- دما مشاهده می‌شود.
در نقطۀ ۱، آب به صورت مایع اشباع وارد تلمبه^[۹] می‌شود (در واقعیت، آب مادون سرد وارد تلمبه می‌گردد.) و در فرایند بی در رو و برگشت‌پذیر ۱-۲، فشارش از فشار ضعیف به فشار قوی می‌رسد. آب در نقطۀ ۲ وارد دیگ بخار^[۱۰] می‌شود و پس از تبخیر، به بخار مافوق گرم تبدیل می‌شود تا در فشار ثابت (فشار قوی) به نقطۀ ۳ برسد. بخار مافوق گرم وارد توربین می‌شود و فشارش پس از انبساط و کاهش دما در فرایند بی در رو و بازگشت‌پذیر ۳-۴، به فشار ضعیف می‌رسد. در این فرایند بخار مافوق گرم به بخار اشباع تبدیل می‌شود. بخار اشباع به چگالنده^[۱۱] فرستاده می‌شود تا حرارت آن گرفته شود و تقطیر شود و به شرایط نقطۀ ۱ یعنی مایع اشباع برسد.
شکل ‏۱‑۱۰ – چرخۀ نظری رانکین در نمودار انتروپی- دما [۲۶]
یکی از مزایای بسیار مهم چرخۀ رانکین، قابلیت استفاده از انواع مختلف سوخت است. سوختن سوخت‌های جامد مانند زغال سنگ، سوخت‌های پست مانند مازوت یا نفت کوره، سوخت‌های مرغوب مانند گاز طبیعی و گازوئیل و حتی انرژی حاصل از شکافت یا گداخت هسته‌ای می‌تواند منبع گرمایی دیگ بخار باشد.
بازده چرخۀ رانکین به دما و فشار بخار در نقطۀ ۳ و فشار چگالنده (فشار در نقطۀ ۴) بستگی دارد. هرچه دمای بخار مافوق گرم ورودی به توربین بیشتر باشد، کار بیشتری می‌توان از آن گرفت و بازده افزایش می‌یابد. ولی محدودیت‌های مکانیکی مانند محدودیت کاری پره‌های توربین در دما‌های بسیار گرم باعث می‌شود افزایش دما محدود شود.
فشار چگالنده نیز تأثیر بسیار زیادی بر بازده چرخه دارد. هرچه این فشار کمتر باشد، بخار در پره‌های انتهایی توربین بیشتر منبسط می‌شود و کار بیشتری از آن گرفته می‌شود. برای کاهش فشار چگالنده باید دمای آن را کاهش داد. برای خنک کردن سیال چرخه در چگالنده از سیال دیگری استفاده می‌شود که آن نیز معمولاً آب است. این آب در چرخۀ دیگری حرارت را از آب چرخۀ اصلی می‌گیرد و در برج خنک‌کن به محیط منتقل می‌کند. در واقع دمای محیط، تعیین کنندۀ دمای چگالنده و در نتیجه فشار آن است.
بازدۀ نظری نیروگاه‌های بخار جدید به ۵۰% نیز می‌رسد ولی در عمل و با توجه به شرایط محیط، بازده متوسط نیروگاه معمولاً از ۴۵% تجاوز نمی‌کند.
سامانه‌های تولید همزمان
یکی از راهکارهایی که نقش چشمگیری در کاهش مصرف حامل‌های اولیه برای تأمین نیاز انرژی شهرها دارد، یکپارچه سازی سامانه‌های انرژی است. تحلیل اگزرژی شهرهای بزرگی مانند لندن و وین نشان می‌دهد تنها ۱۰ تا ۲۰% از انرژی سوخت به صورت کار (برق) استحصال می‌شود و بقیۀ انرژی تلف یا به صورت گرمای غیر داغ (با اگزرژی کم) مصرف می‌شود. فناوری‌های تولید همزمان از سه جهت باعث کاهش مصرف حامل‌های اولیۀ انرژی می‌شود: ۱-افزایش بازده در ابزارهای تولید توان، ۲- کاهش اتلافات انتقال و توزیع و ۳-بازیابی گرمای دفع شده به محیط در موتور یا توربین گاز برای مصارف گرمایشی.
از ابزارهای تولید توان که در بخش ‏۳.۳.۲ معرفی شد می‌توان در سامانه‌های تولید همزمان استفاده کرد. در فرایند ترمودینامیکی این ابزارها، سیال با بهره گرفتن از بخشی از انرژی خود که از احتراق حاصل شده است، کار انجام می‌دهد و بخشی دیگر از انرژی را به صورت اتلاف حرارتی به محیط منتقل می‌کند. هدف سامانه‌های تولید همزمان، بازیابی این حرارت اتلافی و به کار گیری آن برای رفع نیازهای گرمایی (یا سرمایی) است.
سامانۀ تولید همزمان برق و حرارت جزو راهکارهایی است که از سال‌های گذشته برای افزایش انرژی قابل استحصال از سوخت‌های سنگواره‌ای به کار برده می‌شود. در این روش اولویت اول تولید انرژی مرغوب (برق) از سوخت است و از گرمایی که همزمان با استحصال کار، تولید و باید به محیط منتقل شود برای مصارف گرمایشی، خصوصاً مصارفی که به دمای داغ نیاز ندارد، استفاده می‌شود. [۲۷] در سامانۀ تولید همزمان، نیروگاه برق، باید در نزدیکی محل مصرف گرما احداث شود به همین دلیل این نیروگاه‌ها، جزو نیروگاه‌های تولید پراکنده طبقه بندی می‌شوند. گرمای این سامانه از دود، سیال خنک‌کن موتور، روغن و… بازیافت و از طریق سیال واسط به محل مصرف منتقل می‌شود.
شکل ‏۱‑۱۱ ترازنامه حرارتی سامانۀ تولید همزمان برق و گرما برای تولید آب گرم مصارف حرارتی مسکونی [۳]
شکل ‏۱‑۱۲ – مجموعۀ تولید همزمان برق و گرما برای تولید آب گرم مصارف حرارتی مسکونی [۳]
نیروگاه‌های تولید همزمان متعددی در کشور راه‌اندازی و بهره‌برداری شده اند. نیروگاه تولید همزمان دانشگاه کاشان (که با سرمایه‌گذاری شرکت بهینه سازی مصرف سوخت ساخته شده است) یکی از نیروگاه‌هایی است که به عنوان نمونه^[۱۲] اجرا شده است. نیروگاه طرشت در شهر تهران نمونۀ دیگری است که برق تولیدی خود را به شبکۀ سراسری و حرارت سامانۀ خنک‌کاری موتور را به استخر مجموعۀ ورزشی طرشت منتقل می‌کند. نیروگاه مجموعۀ وزارت نیرو، برق ساختمان و بخشی از حرارت مورد نیاز مجموعه را تأمین می‌کند. در کارخانه‌هایی مانند شرکت پاکسان نیز برق و حرارت نیروگاه تولید همزمان در بخش‌های مختلف کارخانه مصرف می‌شود.
در بسیاری از کشورها، سامانه‌های تولید همزمان کاملاً تجاری شده است. مثلاً هلند در سال ۲۰۰۷ %۳۰ از تولید برق و % ۲۰ از نیاز حرارتی خود را از طریق تولید همزمان برق و حرارت تأمین کرده است. آلمان نیز به ترتیب % ۱۳ و % ۱۴ از برق و گرمای مورد نیاز خودرا از این واحدها تأمین می کند و که طبق برنامه‌ریزی تا سال ۲۰۲۰ سهم تولید برق از این سامانه‌های به ۲۵ % خواهد رسید. [۴]
در کشور دانمارک که یکی از پیشروان در تولید همزمان برق و حرارت است تولید برق از حالت متمرکز با نیروگاه‌های بزرگ در فاصله ۲۵ سال از ۱۹۸۰ تا ۲۰۰۵ همواره در حال کاهش بوده و ۹۹.۴ درصد رشد منفی داشته است. همینطور واحدهای بزرگ تولید همزمان برق و حرارت نیز کاهش ۷.۱۹ درصدی در این دوره دارد. در عوض واحدهای کوچک تولید همزمان برق وحرارت رشدی به میزان ۲۰۶۸ درصد یعنی بیش از بیست برابر در این دوره داشته است. همینطور تولید کنندگان برق و حرارت خود مصرف، ۳۹۲ درصد رشد داشته است. [۴]
فصل دوم
ادبیات و پیشینۀ تحقیق
مقدمه
برای مصرف‌کنندگان متمرکز، مانند کارخانه‌ها یا شهرک‌های خارج از شهر، بهینه‌یابی تولید همزمان با روش‌های مختلف و شناخته‌ شده‌ای اجرا می‌شود و معمولاً محدودیت‌های کمتری برای به کارگیری این سامانه وجود دارد. [۲۷] ولی در شهرها، محدودیت‌های مختلفی مانند کمبود فضا برای احداث نیروگاه، محدودیت‌های انتشار آلایندگی و سر و صدا، عدم تناسب در مصرف همزمان برق و گرما، نیاز به باز طراحی سامانۀ انرژی شهری برای تحقق بازده بهینه و…، دستیابی به سامانۀ جامع شهری بر مبنای تولید همزمان را با دشواری‌هایی مواجه کرده است.

تعداد ماشین نوع mکه در دوره h ام در سلول c مورد استفاده قرار می گیرد.

N_mch

تعداد ماشین نوع mکه در ابتدای دوره h ام به سلول c اضافه می گردد.

K⁺_mch

تعداد ماشین نوع mکه در ابتدای دوره h ام از سلول c حذف می گردد.

K^–_mch

اگر عملیات j ام قطعه p روی ماشین m در سلولc در پریود h انجام شود.
در غیر این صورت

مدل ریاضی ارائه شده:
Subject to:

۷-۳-۴: تابع هدف:

تابع هدف نشان دهنده سود حاصل از تولید می­باشد. در قسمت اول تابع هدف در آمد حاصل از فروش با بهره گرفتن از فرمول حاصلضرب تقاضای کالا در قیمت فروش آن محاسبه گردیده است و در قسمت دوم برخی از هزینه­ های تولید کالا شامل هزینه­ها­ی نگهداری ماشین­آلات، هزینه­ تولید وابسته به ماشین،هزینه­یجابجایی برون­سلولی قطعات و هزینه جابجایی ماشین آلات محاسبه گردیده است، اولین هزینه مربوط به هزینه نگهداری ماشین آلات در هر دوره می­باشد که از فرمول حاصل­ضرب تعداد ماشین­های موجود از یک نوع در هر دوره در هزینه نگهداری آن نوع ماشین در آن دوره محاسبه می­گردد. دومین هزینه مربوط به هزینه تولید وابسته به ماشین می­باشد که از حاصل­ضرب هزینه هر ساعت تولید روی هر نوع ماشین در تعداد قطعه تولید شده در زمان تولید روی یک نوع ماشین بدست می ­آید. سومین هزینه مربوط به جابجایی بین­سلولی قطعات می­باشد. این هزینه هنگامی ایجاد می­ شود که دوعملیات متوالی یک قطعه درون سلول­های مختلف انجام گیرد. هزینه­ چهارم مربوط به هزینه جابجایی ماشین آلات در هر دوره می­باشد.

۸-۳-۴: محدودیت­ها:

محدودیت ۱ تضمین می­ کند که هر عملیات هر قطعه روی ماشینی که توان انجام آن­را داراست انجام می­ شود.
محدودیت ۲ نشان دهنده محدودیت ظرفیت هر ماشین است.
محدودیت ۳ نشان می­دهد که تعداد ماشین­های مورد بهره ­برداری در هر دوره از تعداد ماشین­های در دسترس نمی­تواند بیشتر باشد.
محدودیت­های ۴ و۵ نشان می­دهد که سایز سلول بین بالاترین کران و پایین­ترین کران قرار می­گیرد.
محدودیت ۶ نشان می­دهد که تعداد ماشین­های موجود در هر سلول از هر نوع در هر دوره برابر تعداد ماشین­های موجود در دوره قبل به اضافه تعداد ماشین­های اضافه شده به سلول در این دوره منهای تعداد ماشین­های کم شده از سلول در این دوره.
محدودیت ۷ نشان می­دهد که میزان تقاضا برای هر کالا در هر دوره تابعی از قیمت آن کالا در آن دوره است.

( اینجا فقط تکه ای از متن فایل پایان نامه درج شده است. برای خرید متن کامل پایان نامه با فرمت ورد می توانید به سایت feko.ir مراجعه نمایید و کلمه کلیدی مورد نظرتان را جستجو نمایید. )

محدودیت ۸ محدودیتی است که تضمین می کند الزامات مشتری بابت تولید قطعاتی مشخص رعایت می­ شود (جلب رضایت مشتری)
محدودیت­های ۹ و ۱۰ محدودیت­های منطقی صحیح و باینری هستند.

۹-۳-۴: مثال ۱:

در ادامه برای نشان دادن صحت مدل یک مثال عددی که با نرم افزار لینگو حل شده است به تفصیل بیان شده است. تعداد متغیرهای این مدل در این مثال برابر با ۳۴۳۸ متغیر و تعداد محدودیت­های آن برابر با ۹۹۷ محدودیت می­باشد. با نرم افزار لینگو بعد از ۲:۰۳’:۴۰” به جواب بهینه رسیدیم.در ادامه در جداول۱، ۲، ۳ اطلاعات مربوط به پارامترهای مدل و مقادیر ورودی آن ارائه شده است، جدول ۱مقادیر مربوط به هزینه­ های مرتبط با ماشین، شامل هزینه­ های نگهداری، عملیاتی و جابجایی را در دوره های مختلف نشان می­­دهد جدول ۲ اطلاعات مربوط به زمان پردازش عملیات قطعات بر روی ماشین­ها را در اختیار قرار می­دهد. جدول ۳ ماکسیمم تقاضا و حداقل تقاضایی را که باید در هر دوره برآورده کنیم را نشان می­دهد.
لازم به ذکر است تابع تقاضا برحسب قیمت بکار رفته در این بخش از تحقیق از نوع کشش قیمت ثابت^[۱۳۴] می باشد که از جمله توابع شناخته شده در ادبیات موضوع مدیریت درآمد به حساب می ­آید. همان­طور که از اسم این تابع بر می ­آید دارای یک کشش مشخص برای تمامی قیمت ها می­باشد. به عبارت دیگر:
که در آن همان میزان کشش قیمت می­باشد.
با توجه به این رویکرد تابع تقاضا بر حسب قیمت بصورت زیر حاصل میگردد:
که در آن یک پارامتر انتخابی می­باشد که ما آن­را بصورت زیر تعیین نموده­ایم:
یعنی تقاضا به ازای قیمت یک (واحد) که همان ماکزیمم تقاضا در هر دوره برای هر قطعه می­باشد. پس محدودیت شماره (۷) را به­ صورت زیر خواهیم داشت:
که در نظر گرفته شده است.

T_m

Available machine
AV_mh

Amortized cost
a_m

Operation cost

نیکوئی برازش

ضرایب مدل گمپرتز

مدل

MAE

r

SE

P

R²

c

b

a

۴۲/۰

۹۹/۰

۳۶/۳

۰۰۰۱/۰>

۹۸/۰

(۰۰۰۱/۰>)4685/11

(۰۰۰۱/۰>)3670/1

(۰۰۰۱/۰>)0521/34-

SFC_f(T,SFA)

*. مخلوط­هایی از FHPO و SBO
اختصارها: SFA، اسیدهای چرب اشباع؛ SFC، محتوای چربی جامد؛ SMP، نقطه ذوب لغزشی، P، سطح اطمینان مدل؛ SE، خطای استاندارد؛ r، ضریب همبستگی بین داده ­های آزمایشی و پیش بینی شده؛ MAE، میانگین خطای مطلق. اعداد داخل پرانتز سطح معنی داری (P) هر یک از ضرایب مدل گمپرتز را نشان می­دهد.
اُسپینا-ای و همکاران (۲۰۱۰)، معادله چند جمله ای از نوع درجه دو را به منظور مدل­سازی SFC20، به صورت تابعی از دو متغیر مستقل دما و اسید استئاریک ارائه کردند. مدل­های درجه دو ممکن است منحنی­های SFC که به صورت سیگموئیدی ­هستند را به درستی شرح ندهند. همچنین فرمانی (۱۳۹۳) مدل گمپرتز دو متغیره به منظور مدل کردن SFC به صورت تابعی از هر دو متغیر دما و محتوای چربی اشباع ارائه کردند. مدل پیشنهادی وی و داده ­های آزمایشی با R² برابر با ۹۸/۰ و میانگین خطای مطلق %۰۰/۱ برازش شد.

شکل ۴-۹: نمودار سه بعدی SFC آزمایشی (نمودار پراکنش) و پیش بینی شده (خطوط) مخلوط­های دوتایی FHPO و SBO که به روش آنزیمی اینتراستریفیه شده ­اند.
۴-۲-۲-۳-۱٫ اعتبار سنجی مدل دو متغیره SFC_f(T,SFA)
در بررسی صحت یک مدل ریاضی باید داده ­های آزمایشی دیگری غیر از داده های آزمایشی که در ساخت مدل به کار گرفته شده، استفاده گردد. داده ­های آزمایشی با مقادیر محاسبه شده از مدل­ها مقایسه می­شوند تا از کارایی مدل مورد نظر اطمینان حاصل گردد. در تأیید کاربرد مدل گمپرتز دو متغیره (معادله (۴-۹))، SFC مخلوط­های سه تایی و دوتایی ساخته شده از جزء پالم اولئین و یا سویای کاملاً هیدروژنه استفاده شد و نیکویی برازش آنها ارزیابی شد.
ارزیابی صحت مدل دو متغیره برای مخلوط­ سه تایی پالم اولئین، روغن کلزا و آفتابگردان که به طریق آنزیمی اینتراستریفیه شده بود (فرمانی و همکاران، ۲۰۰۶)، نشان داد مدل قادر است SFC مخلوط­ سه تایی حاوی جزء پالم اولئین که دارای مقدار بالایی از اسید پالمتیک است، با میانگین خطای مطلق %۲۲/۰ پیش بینی کند. ضریب همبستگی بالایی (۹۹/۰) بین مقادیر آزمایشی و پیش بینی شده بدست آمد. میانگین خطای مطلق بدست آمده برای مخلوط مورد نظر کمتر از میانگین خطای مطلق محاسبه شده برای مدل دو متغیره ارائه شده در این تحقیق است (%۴۲/۰). MAE کمتر و ضریب همبستگی بالاتر حاصل از ارزیابی صحت مدل دو متغیره برای مخلوط سه تایی مذکور، نشان دهنده دقت بالای مدل در پیش بینی متغیر وابسته (SFC) می­باشد (شکل ۴-۱۰، a). علاوه بر مخلوط سه تایی ذکر شده، در مخلوط­ دوتایی اینتراستریفیه شده آنزیمی ساخته شده از پالم اولئین و روغن کانولا (فرمانی و همکاران، ۲۰۰۹) مقادیر آزمایشی با مقادیر پیش بینی شده نیز به خوبی برازش شد (شکل ۴-۱۰، b). مدل قادر به پیش بینی SFC­ مخلوط مذکور با میانگین خطای مطلق %۲۱/۰ و ضریب همبستگی (۹۹/۰) است. بطور کلی ارزیابی صحت معادله (۴-۹) برای مخلوط­های ساخته شده از پالم اولئین که به روش آنزیمی اینتراستریفیه شده بودند، نشان داد که توانایی مدل در پیش بینی منحنی SFC این مخلوط­ها بسیار بالا می­باشد. قدرت بالای مدل در پیش بینی مقادیر SFC مخلوط­های سه تایی و دوتایی حاوی جزء پالم اولئین، ممکن است به دلیل تشابه ساختاری با مخلوط­ دوتایی پالم اولئین کاملاً هیدروژنه و روغن سویا که در ساخت مدل دو متغیره در این تحقیق استفاده شده است، باشد. در اعتبارسنجی مدل دو متغیره نهایی، به منظور بررسی تأثیر نوع واکنش در قدرت پیش بینی مدل SFC_f(T,SFA)، از مخلوط­های دوتایی و سه تایی محتوای پالم اولئین که به طریق شیمیایی اینتراستریفیه شده بودند نیز استفاده شد. نتایج بررسی نشان داد میانگین خطای مطلق مدل SFC_f(T,SFA) مربوط به مخلوط­ دوتایی ساخته شده از پالم اولئین و روغن کانولا (فرمانی و همکاران، ۲۰۰۹) و مخلوط­ سه تایی حاوی روغن پالم، روغن هسته پالم و آفتابگردان (نورلیدا و همکاران، ۲۰۰۲) به ترتیب %۱۰/۰ و %۳۰/۰ است (شکل ۴-۱۱، g، h). میانگین خطای مطلق کمتر بدست آمده برای مخلوط­­های دوتایی و سه تایی حاوی پالم اولئین، اینتراستریفیه شده به روش شیمیایی، نشان دهنده دقت بالای مدل در پیش بینی مقادیر SFC در این محصولات می­باشد. علاوه بر بررسی­های صحت مدل برای مخلوط­های حاوی جزء پالم اولئین، اعتبارسنجی معادله (۴-۹) برای مخلوط­های محتوی سویای کاملاً هیدروژنه، از جمله مخلوط­­ دوتایی سویای کاملاً هیدروژنه و روغن کانولا و مخلوط­ سه تایی سویای کاملاً هیدروژنه، آفتابگردان و روغن کلزا، که در ساخت آنها از هر دو روش شیمیایی و آنزیمی استفاده شده بود، مورد ارزیابی قرار گرفت (فرمانی و همکاران، ۲۰۰۷). ضریب همبستگی و میانگین خطای مطلق مدل برای مخلوط­ دوتایی سویای کاملاً هیدروژنه و روغن کانولا، اینتراستریفیه شده به روش آنزیمی، به ترتیب برابر با ۹۹/۰ و %۷۶/۰ بودند (شکل ۴-۱۰، d). MAE مدل دو متغیره برای نوع شیمیایی مخلوط برابر با %۵۱/۰ می­باشد (شکل ۴-۱۰، e). همچنین MAE مدل توصیفی برای مخلوط سه تایی سویای کاملاً هیدروژنه، آفتابگردان و روغن کلزا، اینتراستریفیه با روش­های آنزیمی یا شیمیایی، به ترتیب برابر با %۶۰/۰ و %۵۲/۰ بودند. (شکل ۴-۱۱، c، f). ضریب تعیین بالا و میانگین خطای مطلق کمتر مخلوط­های دوتایی و سه تایی حاوی جزء پالم اولئین و یا سویای کاملاً هیدروژنه، اینتراستریفیه با هر دو روش آنزیمی یا شیمیایی نشان داد مدل SFC_f(T,SFA) توانایی بالایی در پیش بینی SFC تمامی مخلوط­های مذکور دارد.

(( اینجا فقط تکه ای از متن درج شده است. برای خرید متن کامل فایل پایان نامه با فرمت ورد می توانید به سایت feko.ir مراجعه نمایید و کلمه کلیدی مورد نظرتان را جستجو نمایید. ))

شکل ۴-۱۰: اعتبارسنجی مدل SFC_f(T,SFA): نشانگرها و خطوط به ترتیب SFC آزمایشی و پیش بینی شده مخلوط­های اینتراستریفیه شده آنزیمی a: سه تایی پالم اولئین/کلزا/آفتابگردان، b: دوتایی پالم اولئین/کانولا، c: سه تایی سویای کاملاً هیدروژنه/ کلزا/آفتابگردان، d: دوتایی کانولا/سویای کاملاً هیدروژنه را نشان می­دهد (فرمانی و همکاران، ۲۰۰۶، فرمانی و همکاران، ۲۰۰۷ و فرمانی و همکاران، ۲۰۰۹).
شکل ۴-۱۱: اعتبارسنجی مدل SFC_f(T,SFA): نشانگرها و خطوط به ترتیب SFC آزمایشی و پیش بینی شده مخلوط­های اینتراستریفیه شده شیمیایی e: دو تایی کانولا/سویای کاملاً هیدروژنه، f: سه تایی سویای کاملاً هیدروژنه/ کلزا/آفتابگردان، g: دوتایی پالم اولئین/کانولا، h: سه تایی پالم/آفتابگردان/هسته پالم را نشان می­دهد (فرمانی و همکاران، ۲۰۰۶، فرمانی و همکاران، ۲۰۰۷ و نورلیدا و همکاران، ۲۰۰۲).
۴-۲-۲-۴٫ مدل سازی SMP به صورت تابعی از ساختار اسید چرب
تغییرات ساختار تری آسیل گلیسرولی بر اثر فرایند اینتراستریفیکاسیون، تغییرات نقطه ذوب را موجب می­ شود (ریبیرو و همکاران، a2009). با توجه به اینکه اینتراستریفیکاسیون جداگانه دو چربی مختلف با داشتن ساختار TAG مختلف، اما ساختار اسید چرب یکسان به ساختار TAG مشابه و در نتیجه به خصوصیات فیزیکی مشابهی منتهی می­ شود (فرمانی، ۱۳۹۳)، بنابراین بررسی روابط ریاضی بین اسیدهای چرب سازنده تری آسیل گلیسرول در­ مخلوط­های اینتراستریفیه و نقطه ذوب آنها، منطقی و کاربردی به نظر می­رسد. همانطور که در جدول (۴-۴) نشان داده شده است در سطح معنی داری کمتر از %۰۱/۰ ارتباط مثبت و قوی بین اسیدهای چرب اشباع نظیر پالمتیک و استئاریک اسید (۹۳/۰r>) و ارتباط منفی و قوی بین اسیدهای چرب غیر اشباع نظیر اولئیک، لینولئیک و لینولنیک اسید وجود دارد. (۹۵/۰r>).
در تحقیق حاضر، علاوه بر تعیین مقدار SMP از طریق محاسبه نقطه عطف منحنی­های SFC_f(T) که قبلاً بطور کامل شرح داده شده است، از دیگر مدل­های رگرسیونی جهت پیش بینی مقادیر نقطه ذوب لغزشی مخلوط­های دوتایی FHPO و SBO، اینتراستریفیه به روش آنزیمی، استفاده شده است. در تعیین بهترین مدل پیش بینی کننده SMP مخلوط­های اینتراستریفیه شده FHPO و SBO به صورت تابعی از اسیدهای چرب، همانطور که در مدل سازی SFC نیز ذکر شد، از رگرسیون خطی چندگانه جهت بررسی تأثیر همزمان اسیدهای چرب سازنده مخلوط­ها بر روی متغیر پاسخ استفاده شد. مدل­های رگرسیونی خطی چندگانه به صورت تابعی از اسیدهای چرب سازنده مخلوط­های اینتراستریفیه و یا کل اسیدهای چرب اشباع و کل اسیدهای چرب غیر اشباع ارائه و نیکوئی آنها مورد بررسی قرار گرفت (جدول (۴-۱۱)). به منظور گزینش بهترین مدل با کمترین خطا، علاوه بر مدل­های رگرسیونی خطی چندگانه، انواع مدل­های سیگموئیدی به صورت تابعی از SFA نیز ارائه و نیکوئی برازش آنها ارزیابی شدند (جدول (۴-۱۱)).
شکل (۴-۱۲) منحنی SMP را به صورت تابعی از SFA نشان می­دهد که همانند منحنی SFC_f(SFA) سیگموئیدی بوده و از مجانب پائین شروع و سرانجام به مجانب بالا می­رسد. بنابراین منحنی SMP_f(SFA) چربی­های اینتراستریفیه دوتایی FHPO و SBO می ­تواند با بهره گرفتن از انواع توابع سیگموئیدی مدل شود (جدول (۴-۱۱)).
در زمینه مطالعات مربوط به مدل سازی نقطه ذوب چربی­ها، فرمانی و همکاران (۲۰۰۷) تابع خطی­ای با ۹۹/۰<R² به منظور تعیین رابطه بین میزان کل اسیدهای چرب اشباع و نقطه ذوب لغزشی مخلوط­های سه تایی^[۲۱۵] سویای کاملاً هیدروژنه^[۲۱۶]، روغن کلزا^[۲۱۷] و آفتابگردان که به طریق آنزیمی اینتراستریفیه شده بود را گزارش کردند. فاسینا و همکاران (۲۰۰۸) با بهره گرفتن از داده ­های بدست آمده از اندازه گیری خصوصیات ذوبی و آنتالپی ذوب^[۲۱۸] ۱۲ روغن گیاهی توسط دستگاه گرماسنجی پویشی افتراقی، به رابطه خطی بین ویژگی­های ذوبی (شروع دمای ذوب، نقطه اوج دمای ذوب و آنتالپی ذوب) و اسیدهای چرب تک غیراشباعی و چند غیراشباعی با ۹۱/۰= R² دست یافتند. نتایج حاصل از تحقیقات آنها برخلاف نتایج بدست آمده از تحقیق حاضر، ارتباط ضعیفی را بین خصوصیات ذوبی و اسیدهای چرب اشباع (۲۷/۰= R²) گزارش کرد.
جدول ۴-۱۱: بررسی مدل­های رگرسیونی در تعیین مناسب ترین مدل SMP مخلوط­های اینتراستریفیه شده FHPO و SBO به صورت تابعی از ساختار اسید چرب

مدل­های پیشنهادی

شاخص­ های نیکوئی برازش مدل­ها

r

R²

SE

ب) سوخت داخلی مصرف شده

ج) سوخت خارجی در حال مصرف

شکل۳-۵: اثرات توزیع سوخت بر خمش بال]۴۵[

مشخص است که هر چه سوخت از ریشه بال دورتر باشد، حالت بهینه­تری از لحاظ خمش بال اتفاق می­افتد. اگرچه در این صورت میزان نیروهای اینرسی سوخت به دلیل مانورهای هواپیما بسیار زیاد شده و مخصوصا در لحظه نشست، این بارها ممکن است باعث تخریب بال شود. بنابراین می­بایست سوخت به صورت مشخصی مصرف شود تا حالتهای بهینه را در تمام طول پرواز و نشست اتفاق افتد.

( اینجا فقط تکه ای از متن فایل پایان نامه درج شده است. برای خرید متن کامل پایان نامه با فرمت ورد می توانید به سایت feko.ir مراجعه نمایید و کلمه کلیدی مورد نظرتان را جستجو نمایید. )

۳-۷- پوش مانور پروازی
رژیم پروازی هر هواپیما شامل ارتفاع، وزن، مرکز جرم، سرعت­های مجاز و پیکر­بندی می­باشد. این رژیم به وسیله دینامیک هواپیما، آیرودینامیک، نیروی محرکه و ساختار به شکل در آمده است. مرز این رژیم را پوش پرواز یا پوش مانور می­نامند. منحنی های متفاوتی در پرواز وجود دارد. در هر کدام از آن­ها تغییرات مجاز یک متغیر پرواز بر حسب پارامتر دیگر پرواز رسم شده است. این منحنی­ها توسط خلبان­ها مورد استفاده قرار می­گیرند. یکی از مهمترین دیاگرام­ها، تغییرات سرعت هوا بر حسب ضریب بار می­باشد که به دیاگرام v-n معروف می­باشد. در این منحنی محور افقی سرعت و محور عمودی ضریب بار است. یکی از دلایل اصلی اهمیت این منحنی، ماکزیمم ضریب بار است که از آن استخراج می­ شود، و این مقدار در طراحی سازه­ای هواپیما به عنوان داده­ی مرجع مورد استفاده قرار می­گیرد. نمونه ­ای از این دیاگرام در شکل ۳-۶ نشان داده شده است. خط واماندگی، ماکزیمم ضریب باری که بدست می ­آید را مشخص می­ کند زیرا هواپیما نیروی برآی بیشتری را در سرعت خاص نمی­تواند ایجاد کند.

شکل۳-۶: دیاگرام V-n برای هواپیمای مسافربری]۴۶[

این دیاگرام از ترکیب نتایج حاصل با در نظر گرفتن تند باد و همچنین بدون در نطر گرفتن این پدیده بدست می ­آید.
در این نمودار V_c سرعت کروز، سرعت شیرجه که محدودیت برای این سرعت وجود دارد. همچنین سرعت مانور که محدودیت نیز برای این سرعت باید برقرار باشد، در این نامساوی ضریب بار مثبت حدی طی مانور در سرعت ، و سرعت پدیده استال در حالت بسته بودن فلپ­ها می­باشند. V_B سرعت طراحی برای ماکزیمم شدت تند باد. که محدودیت برای آن وجود دارد. در این نامعادله سرعت مرجع تند باد، میانگین بارگذاری اعمالی بر بال، سرعت پدیده استال در حالت بسته بودن فلپ ها، ، ، چگالی هوا، شتاب جاذبه، شیب منحنی ضریب بار هواپیما می­باشند. سرعت طراحی فلپ و سرعت طراحی ابزار پسا می­باشد.
۳-۷-۱- نیروهای ناشی از تند­باد و تلاطم
در حین پرواز فرض می­ شود هواپیما تحت تند باد طولی و عمودی متقارن قرار دارد. محدودیت­هایی برای بارهای مربوط به تندباد موجود می­باشد. که در زیر به چندین محدودیت اشاره می­ شود.

• بار­های وارده بر هرکدام از اجزای هواپیما باید از طریق تحلیل دینامیکی بدست آید. به عبارت دیگر بارگذاری زمانمند در نظر گرفته می­ شود.

• شکل کلی تندباد باید به صورت رابطه زیر باشد.

(۳-۸)

b حبابهای سرپوشی در شرایط جریانی به صورت تجربی مشاهده شده است.
۵-۴) نتایج و بحث
با هدف ارزیابی این دو مدل در محدوده گسترده ای از شرایط جریان، هشت عملیات مختلف به صورت عددی انجام شده و با داده های تجری هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱) تایید شده است. با مقایسه نتایج عددی کسرخالی گاز، قطر متوسط حباب و سرعت هوا با داده های تجربی، مقدار برخی پارامترهای قابل تنظیم در مدل برای رسیدن به نتیجه منطقی کلی در تمام موارد مطالعه شده تنظیم شده است. با در نظر گرفتن افزایش احتمال شکست بین حباب های نزدیک هم در شرایط جریانی کسر خالی بالا، عامل های کالیبراسیون شکست و پیوستگی ۰٫۱ و ۰٫۶ برای کسر خالی بالا در نظر گرفته شده است، در حالی که ۰٫۳ برای پیوستگی و ۱ برای شکست برای کسر خالی کم در نظر گرفته شده است. عاملهای کالیبراسیون مشابه در تحقیق چن و همکاران(۲۰۰۵) و اولموس و همکاران(۲۰۰۱) گزارش شده است.

(( اینجا فقط تکه ای از متن درج شده است. برای خرید متن کامل فایل پایان نامه با فرمت ورد می توانید به سایت feko.ir مراجعه نمایید و کلمه کلیدی مورد نظرتان را جستجو نمایید. ))

شکل ۵-۴٫ توزیع مش مدل محاسباتی:آزمایش هیبیکی و همکاران (۲۰۰۱)
۵-۴-۱) توزیع کسر خالی
شکل ۴-۶ مقایسه توزیع کسر خالی شعاعی متوسط زمانی بین پیش بینی های شبیه سازی شده با اعمال روابط ضریب کشش سیمونت و همکاران (۲۰۰۷) و ایشی و زوبر(۱۹۷۹) و اندازه گیری های تجربی هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱) در طول بی بعد نشان می دهد.
شکل ۵-۵) توزیع کسر خالی پیش بینی شعاعی و داده های تجربی هیبیکی و همکاران (۲۰۰۱)
موقعیت شعاع ۰ به معنی شعاع لوله و ۱ به معنی دیواره لوله است. براساس الگوهای توزیع فاز، هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱) جریان حبابی همدما را به پنج نوع توزیع کسرخالی شعاعی : پیک دیواره^[۸۶]، پیک میانی^[۸۷]، پیک دانه^[۸۸]، واسطه^[۸۹] و مسطح^[۹۰] ، تقسیم کرده اند. در تحقیق حاضر، محدوده وسیع الگوهای جریان پیک دیواره، پیک میانی و واسطه در نظر گرفته شده است.هر دو مدل روابط ضریب دراگ، در کل سازگاری خوبی در بسیاری از شرایط جریانی در مقایسه با مقدار تجربی دارد. برای شرایط جریانی پیچیده، و در هر حباب سرپوشی مشاهده شده است، هر دو مدل ضریب دراگ هنوز در نزدیکی دیواره، پیش بینی قابل توجه بهتری دارند ، با این حال، کسر خالی در مرکز لوله زیر پیش بینی است(شکل ۵-۵-h). یکی از دلایل احتمالی که می تواند این ناسازگاری را توضیح دهد، ممکن است نیروی برآ جانبی باشد چون عامل عمده ای است که بر حرکت شعاعی حباب بین دیواره و مرکز لوله تاثیر دارد. نیروی برآ که در جریان برشی ساده روی حباب تاثیر دارد، به دلیل تغییر شکل حباب ، کسر خالی و سرعت نسبی بین دو فاز غالب است. همانطور که توسط تومیاما (۱۹۹۸) گزارش شده است، حباب به طرف مرکز لوله مهاجرت می کند، زمانی که حباب برای سیستم هوا – آب رو به بالا بزرگتر از ۵٫۵ باشد و روابط نیروی برآ آن در این مطالعه ارائه شده است. چون قطر متوسط حباب برای هر مدل ضریب دراگ (شکل ۵-۵ را ببینید) کمتر از استاندارد مهاجرت است، شبیه سازی کسر خالی بالای عددی در مرکز لوله به طور قابل توجهی دشوار است. دلیل احتمالی دیگر برای پیش بینی ناصحیح ممکن است به دلیل نیروی برآ است که از رفتار حباب منفرد در سیستم مایع ساکن بی نهایت به دست آمده است. تومیاما(۱۹۹۸). این امر زمانی چالش برانگیز است که در شرایط جریانی شامل تاثیر قابل توجه از حباب های همسایه فشرده به دست می آید.
۵-۴-۲) قطر متوسط حباب
توزیع قطر متوسط حباب پیش بینی شده و اندازه گیری شده در شکل ۵-۶ نشان داده شده است. تمایل بالقوه حباب های کوچک که به سمت دیواره مهاجرت می کنند، احتمالی برای حباب های متمرکز فراهم می کند که با هم ادغام شوند تا حباب های نسبتا بزرگتری تشکیل شود. بنابراین، پروفایل توزیع قطر حباب متوسط در جهت شعاعی مقادیر نسبتا مساوی دارد در حالی که مقادیر نسبتا بزرگتر نزدیک دیواره برای تقریبا بیشتر موارد جز برای شرایط جریانی و دارد. زمانی که اندازه حباب های تشکیل شده بیش از مقدار بحرانی استاندارد خاص (۵٫۵ میلی متر برای سیستم هوا- آب حبابی رو به بالا) است، حباب بزرگ به سمت مرکز لوله حرکت می کند و به شکل حباب سرپوشی در می آید. و شرایط جریان و نمونه معمول است که بیانگر این مهاجرت است و حباب های سرپوشی توسط هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱) گزارش شده است. علاوه بر این، حباب سرپوشی پدیده ورود ضعیفی دارد که حباب های کوچک را در ناحیه حلقه آن جذب می کند تا حباب های بزرگتر تشکیل شود که در نتیجه، قطر متوسط حباب را در مرکز لوله افزایش داده و محدوده توزیع قطر متوسط حباب را بزرگ می کند. در کل، این دو مدل عددی به طور منطقی، توزیع اندازه حباب را برای تمام موارد جز شرایط جریانی و خوب پیش بینی می کند. هر دو رابطه ضریب دراگ قطر متوسط حباب را در مرکز کمتر پیش بینی می کند اما در نزدیکی دیواره منطقی پیش بینی می کند(شکل ۵-۶-h را ببینید). این ناسازگاری ها ممکن است به دلیل مدل موازنه جمعیتی باشد چون مدل فقط قطر حباب متوسط را بیان می کند. این ممکن است زمانی دشوار باشد که برای شرایط جریانی در محدوده گسترده توزیع اندازه حباب (چنگ و همکاران ۲۰۰۷) مطابقت داده شده باشد. علاوه بر این، نادیده گرفتن پدیده ورود حلقه در مدل یو و مورل(۲۰۰۴) ممکن است دلیل دیگر برای ناسازگاری بین نتایج پیش بینی شده و داده های اندازه گیری شده باشد.
شکل ۵-۶) توزیع قطر متوسط حباب پیش بینی شده و داده های تجربی هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱)
۵-۴-۳)سرعت گاز متوسط زمانی
پروفایل های شعاعی پیش بینی شده و اندازه گیری شده سرعت هوا در ایستگاه اندازه گیری در خروجی دیواره در شکل ۵-۷ نشان داده شده است. رابطه ضریب دراگ سیمونت و همکاران (۲۰۰۷) با معرفی کسرخالی، پیش بینی قابل توجه بهتری از پروفایل های سرعت گاز نسبت به مدل ضریب دراگ ایشی و زوبر(۱۹۷۹) در بسیاری از موارد مطالعه شده دارد. همانطور که توسط سیمونت و همکاران (۲۰۰۷) گزارش شده است، تاثیر نیروی دراگ تمایل به افزایش با افزایش کسر خالی گاز تا ۱۵ % دارد، افزایش کسر خالی گاز بیشتر منجر به کاهش پدیده کاهش کشش می شود. دلایل توضیح افزایش کشش زمانی که کسر خالی گاز بین ۰ تا ۱۵ % است، به دلیل سرعت شتاب گرفته فاز مایع است. چون فضای فاز مایع با حباب های اضافه شده اشغال شده است، فاز مایع مجبور به شتاب گرفتن در فضای باریک برای حفظ همان دبی جریان است. زمانی که کسر خالی گاز بیش از مقدار بحرانی خاص ۱۵ % شود، اشتیاق در حلقه حباب ها شروع به تاثیر روی چگونگی شرایط می کند و منجر به کاهش ضریب دراگ با کسرخالی می کند. برای بیان بیشتر درجه بهبود ضریب دراگ سیمونت و همکاران(۲۰۰۷) با مدل ایشی و زوبر(۱۹۷۹) مقایسه می شود.
شکل ۵-۷) پروفایل سرعت شعاعی گاز پیش بینی شده و داده های تجربی هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱)
مفهوم درصد خطای سرعت گاز به صورت زیر معرفی می شود:
(۵-۱۸)
در رابطه بالا، و سرعت های گاز پیش بینی شده و تجربی هستند. این فرمولاسیون برای برآورد صحت نتایج شبیه سازی در مقایسه با داده های تجربی استفاده می شود. در شکل ۵-۸، درصد خطای سرعت گازی متوسط زمانی در موقعیت محوری و ۵/۵۳ رسم شده است. خط بیانگر نتایج پیش بینی شده سیمونت و همکاران(۲۰۰۷) است در حالی که نقاط بیانگر داده های ایشی و زوبر(۱۹۷۹) است. همانطور که در شکل ۵-۸ نشان داده شده است، مدل سیمونت و همکاران(۲۰۰۷) مقادیر درصد خطای کمتری برای بسیاری از موارد در مقایسه با مدل ایشی و زوبر(۱۹۷۹) دارد و می تواند پیش بینی بهتری در سرعت گاز متوسط زمانی برای شرایط جریان عمده دارد.
۵-۵) نتیجه گیری
دو مکانیزم کشش ارائه شده توسط سیمونت و همکاران(۲۰۰۷) و ایشی و زوبر(۱۹۷۹) برای مدل دو سیالی اویلرین-اویلرین در ترکیب با مدل برای مدیریت شرایط جریان حبابی همدمای گاز – مایع اجرا شده است. تحقیق ویژه روی بررسی انتقال رژیم جریانی حبابی به گلوله ای تاکید دارد. عملکرد این دو مدل با اندازه گیری های تجربی هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱) در سناریوهای مختلف جریانی تایید شده است. توزیع شعاعی متغیرهای اولیه : کسر خالی، قطر متوسط حباب و سرعت گاز، سه جنبه برای ارزیابی عملکرد دو مدل دراگ است. در کل، از هر دو رابطه ضریب دراگ ، پیش بینی می شود که سازگاری خوبی با داده های تجربی را داشته باشد . به دلیل وجود نیروی دراگ در مقایسه با سایرنیروها ،نیروی بین سطحی پارامتر پایه ای و اولیه است که روی سرعت مایع/گاز تاثیر دارد؛ مدل سیمونت و همکاران(۲۰۰۷) براساس کسرخالی محلی، پیش بینی نسبی بهتری برای سرعت گاز در مقایسه با روابط ایشی و زوبر(۱۹۷۹) دارد.
شکل ۵-۸) درصد خطای سرعت گاز متوسط زمانی در مقایسه با داده های تجربی هیبیکی و همکاران(۲۰۰۱).
فصل ششم
مدلسازی جریان حبابی گاز – مایع افقی با بهره گرفتن از روش موازنه جمعیتی
فصل ۶ مدلسازی جریان حبابی گاز – مایع افقی با بهره گرفتن از روش موازنه جمعیتی
جریان حبابی گاز – مایع حبابی ، کاربردهای صنعتی متعددی دارد؛ با این حال، این جهت گیری جریان، نسبت به جریان حبابی عمودی، توجه کمتری جلب کرده است. مهاجرت حباب های پراکنده به سمت بالا به دلیل تاثیر شناوری سبب توزیع داخلی فاز غیرمتقارن می شود که درجه دشواری پیش بینی های عددی را افزایش می دهد. در این مطالعه، توزیع فاز داخلی جریان حبابی افقی با بهره گرفتن از در چهار وضعیت جریانی با کسر حجم گاز متوسط تا ۲۰ % شبیه سازی شده است. توزیع سه متغیر اولیه محلی با داده های تجربی کوکاموستاگولاری و هونگ(۱۹۹۴) تایید شده است.
۶-۱)مقدمه
جریان حبابی افقی چندفازی به صورت گسترده در صنایع مختلف به دلیل قابلیت آن در ارائه مساحت بین سطحی بزرگ برای انتقال جرم و حرارت در کل و برای اضافه کردن قیر در انتقال هیدروی قیر، استفاده می شود. همانطور که توسط مالیسا و همکاران(۱۹۹۹)، لوترا و همکاران(۲۰۰۳)، والورک(۲۰۰۳) و منکوسکی (۱۹۹۹) گزارش شده است، تزریق هوا نه تنها مصرف انرژی را با کمک به بازیابی قیر در دمای فرآیندی پایین (زیر ۵۰ سلسیوس ) کاهش می دهد بلکه تمایل قطرات قیر را برای رسیدن به سطح حباب های هوا با همان اندازه افزایش می دهد. چون توزیع حباب های هوای تزریق شده یک پارامتر کلیدی در فرایند قیر است، توسعه مدلسازی و قابلیت های شبیه سازی توزیع اندازه در جریان حبابی افقی برای طراحی، عملیات و ایمنی سیستم انتقال هیدروی قیر مهم است. برای کاهش درجه پیچیدگی مدل های عددی سه فازی گاز- آب- جامد، سیستم جریان حبابی دو فازی گاز – آب اول مورد تاکید قرار گرفته است.
در گذشته، بسیاری از مطالعات عملکرد جریان حبابی روی پیکربندی عمودی تاکید داشتند و جهت گیری افقی مورد توجه تحقیقات کمی بوده است. در جریان های عمودی، شناوری در جهت مخالف یا موازی با جهت گیری جریان اصلی عمل می کند که روی سرعت نسبی گاز-آب در جهت محوری به جای سرعت یا تقارن توزیع فازی در جهت شعاعی تاثیر می گذارد. با این حال، در جریان های افقی، نیروی شناوری در جهت جریان اصلی است. این امر نه تنها سبب تقارن جریان می شود بلکه روی نیروی شعاعی اضافی اعمال می شود. بنابراین، تحت تاثیر همزمان نیروهای شعاعی و محوری ، حباب ها نه افقی حرکت می کنند نه عمودی، همانطور که در شکل ۶-۱ آمده است(لی و همکاران ۲۰۱۰). علاوه بر این، همانطور که توسط تسالیشوا و همکاران(۲۰۱۰) گزارش شده است، نیروی شناوری نیروی جانبی غالب در مقایسه با نیروی برآ جانبی در مدل عددی است که پیش بینی سرعت افزایشی شعاعی نسبتا آرام را که در آزمایشات بدون مدلهای عددی جدید اضافی در این مرحله مشاهده شده است، دشوار می کند.
شکل ۶-۱٫ حرکت های حباب شماتیک ساده در جریان لوله افقی : ترکیب نیروهای محوری و شعاعی ، حباب ها نه عمودی حرکت می کنند و نه افقی
در تحقیقات، فناوری های اندازه گیری متعددی برای بررسی مشخصات جریان حبابی افقی استفاده شده است. با این حال، هیچ تحقیق عددی در این زمینه تا مرحله اخیر گزارش نشده است. هوس و همکاران(۲۰۰۹) و تالی و کیم(۲۰۱۰) مدل جریانی متراکم^[۹۱] را برای پیش بینی مشخصات جریان انتگرال جریان های حبابی افقی توسعه داده اند در حالی که مدل جریانی متراکم نمی تواند برخوردهای کامل بین دو فاز را توصیف کند. تسلیشوا و همکاران(۲۰۱۰) مدل دو سیالی را در ترکیب با انتقال های نیروی بین سطحی برای شبیه سازی کسر خالی و پروفایل های سرعت در دو موقعیت جریانی توسعه داده اند: در لوله افقی مستقیم و لوله افقی با زانویی^[۹۲] ۹۰ درجه، با این حال، تمام تحقیقات عددی با فرض قطر حباب ثابت بدون در نظر گرفتن مکانیزم های برخورد واقعی مطالعه شده اند. با در نظر گرفتن پیوستگی و شکستن حباب در برخورد بین حباب ها وهمچنین بین حباب ها و گردابه ها در جریان های آشفته ، اکامبارا و همکاران(۲۰۰۸) مدل موازنه جمعیتی محاسباتی-روش گروه اندازه چندگانه() را برای بررسی توزیع فاز داخلی جریان حبابی افقی اعمال کرده اند. با هدف کاهش هزینه محاسباتی، یک مدل موازنه جمعیتی ساده متوسط-روش عدد چگالی متوسط حباب() برای شبیه سازی توزیع فاز داخلی جریان حبابی هوا- آب در لوله افقی با قطر داخلی ۵۰٫۳ میلی متر در این مطالعه اعمال شده است. با هدف ارزیابی عملکرد مدل در محدوده وسیع سناریوهای جریان، چهار وضعیت جریانی منفرد با کسر خالی گاز از ۴٫۴% تا ۲۰ % در نظر گرفته شده است. توزیع شعاعی پیش بینی شده کسر خالی، غلظت ناحیه بین سطحی() و سرعت گاز با داده های تجربی کوکاموستافوگالاری و هونگ(۱۹۹۴) تایید شده است.
جدول ۶-۱٫ سناریوهای جریان و جزئیات شرایط مرزی ورودی در شبیه سازی آزمایش کوکاموستافوگالاری و هونگ(۱۹۹۴)