BUHARLAŞTIRMALI SOĞUTUCULARDA SERPANTİN İLE SU PÜSKÜRTÜCÜLERİ ARASINDAKİ BÖLGEDE ISI VE KÜTLE TRANSFERİNİN DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ

Transkript

1 i BUHARLAŞTIRMALI SOĞUTUCULARDA SERPANTİN İLE SU PÜSKÜRTÜCÜLERİ ARASINDAKİ BÖLGEDE ISI VE KÜTLE TRANSFERİNİN DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ Hilmi Cenk BAYRAKÇI DOKTORA TEZİ MAKİNE MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI ISPARTA 2006

2 ii T.C. SÜLEYMAN DEMİREL ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ BUHARLAŞTIRMALI SOĞUTUCULARDA SERPANTİN İLE SU PÜSKÜRTÜCÜLERİ ARASINDAKİ BÖLGEDE ISI VE KÜTLE TRANSFERİNİN DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ H. Cenk BAYRAKÇI DOKTORA TEZİ MAKİNE MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI ISPARTA 2006

3 i İÇİNDEKİLER İÇİNDEKİLER... i ÖZET...ii ABSTRACT...iii TEŞEKKÜR... iv SİMGELER DİZİNİ... v ŞEKİLLER DİZİNİ...vii ÇİZELGELER DİZİNİ... x 1.GİRİŞ KAYNAK BİLGİSİ Merkel Teoremini Temel Alan Çalışmalar Ranz-Marshall Bağıntılarını Kullanan Çalışmalar Buharlaştırmalı Soğutucularda Su ve Hava Arasındaki Matematiksel Model Çalışmaları Sis Oluşumu ile İlgili Çalışmalar MATERYAL ve METOD Materyal Radyal Fan ve Hava Hızı Ayar Sistemi (Frekans Konvertörü) Püskürtücü Debimetre (Debi ölçer) Veri Okuyucu ve Kaydedici Ölçüm Cihazı (Data Logger) Su Besleme Pompaları Isıtıcı Ünite (Kazan) Metot Buharlaştırmalı Sistemler Su ve Hava Arasındaki Isı ve Kütle Transferi İçin Model Sistemdeki Su ve Hava Akışının İncelenmesi Sislenme Çözüm Metodu BULGULAR TARTIŞMA VE SONUÇ KAYNAKLAR EKLER ÖZGEÇMİŞ... 98

4 ii ÖZET BUHARLAŞTIRMALI SOĞUTUCULARDA SERPANTİN İLE SU PÜSKÜRTÜCÜLERİ ARASINDAKİ BÖLGEDE ISI VE KÜTLE TRANSFERİNİN DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ Bu çalışmada buharlaştırmalı soğutucularda serpantin ile su püskürtücüleri arasında kalan bölgedeki ısı ve kütle transferi mekanizmaları deneysel olarak incelenmiştir. Su bir pompa yardımıyla püskürtücüden belli bir hızda çıkmakta ve serpantin borularını ıslatarak aşağıdaki havuza akmaktadır. Hava ise aşağı kısımdan buharlaştırmalı soğutucuya girmekte ve serpantin boruları geçtikten sonra, su ile karşılaşmakta ve soğutucunun üst kısmından dışarı atılmaktadır. Çalışmamızın konusu olan bölge için, deneysel düzenek hava ile su karşıt akım oluşturacak şekilde tasarlanmıştır. Bu çalışmanın amacı, incelenen bölgedeki volümetrik ısı ve kütle transfer katsayılarının deneysel ölçümler ve bir matematiksel model yardımıyla elde edilmesidir. Deneysel sonuçlar, Runge-Kutta metodu ve iterasyon yöntemi esas alınan bir matematiksel modelde, bir bilgisayar programı yardımıyla çözülmüştür. Elde edilen sonuçlar, grafiksel olarak ve ampirik ifadeler olarak verilmiştir. Bu ifadeler değişen hava hızı, su debisi ve çalışma bölgesi yüksekliğine göre türetilmiştir. Deneysel değerlerin sonuçları ve türetilen ifadelerin uygunluğu grafik olarak verilmiştir. Ayrıca sislenme durumunda hangi matematiksel modelin kullanılacağı belirtilmiştir. Anahtar Kelimeler: Buharlaştırmalı soğutucu, ısı ve kütle transferi, serpantin ve püskürtücüler, sislenme.

5 iii ABSTRACT EXPERIMENTAL ANALYSIS OF HEAT AND MASS TRANSFER BETWEEN SERPENTINE AND WATER SPRAYS IN EVAPORATIVE COOLERS In this study, heat and mass transfer mechanisms are experimentally determined in the area which is between serpantines and sprays of an evaporative cooler. The water has gone out from a spray by a pump within a certain velocity and it has flowed towards the dry dock below soaking serpantine pipes. As for air, it has accessed through the evaporative cooler from the below section and after passed serpantine pipes, it encounters with water and then ejected from the upper section. For the area which is the subject of our study,experimental system has been designed in a way that air and water makes opposite flow. The aim of this study is the obtain volumetric heat and mass transfer coefficients being examined in the area, with the support of experimental measurements and mathematical model. Experimental results has been solved via a computer program which is a mathematical model based Runge Kutta and iteration method. The results obtained from the experiments have been given as graphically and empirical statements. These statements have been made up according to cahnging air velocity, water flow rate and height of study area. The outcomes of experimental data and suitability of made up expressions have been given graphically. Also, it has been stated what kind of mathematical model will be used in the event of fog formation. Key Words: Evaporative condenser, heat and mass transfer, serpantines and sprays, fog formation.

6 iv TEŞEKKÜR Bu çalışmayı yapmamda emeği geçen başta sayın danışmanım Prof. Dr. Mehmet KUNDUZ a, deneysel düzeneğin hazırlanmasında yardımlarını esirgemeyen ve her türlü desteği sağlayan dönem arkadaşım Yrd. Doç. Dr. Arif Emre ÖZGÜR e, deneysel çalışmalarımı yaptığım Teknik Eğitim Fakültesi Makine Atölyesi teknisyenlerine, desteklerinden dolayı mesai arkadaşlarıma ve ayrıca çalışmam boyunca desteklerini esirgemeyen ve büyük özveride bulunan eşime ve aileme teşekkürü borç bilirim.

7 v SİMGELER DİZİNİ A : Buharlaştırmalı soğutucu enine kesit alanı (m 2 ) a : 1 m 3 lük su hacmindeki ısı transfer yüzeyi (m 2 /m 3 ) c b : Doymuş buharın sabit basınçtaki özgül ısısı (kj/kg K) c p : Nemli havanın sabit basınçtaki özgül ısısı (kj/kg K) c s : Suyun özgül ısısı (kj/kg K) D h : Hidrolik çap (m) d : Su damlası çapı (m) d o : Serpantin boru çapı (m) F : Su ve hava arasında ısı transferinin ve kütle transferinin gerçekleştiği birim ara yüzey alanı (m 2 ) h h : Nemli havanın entalpisi (kj/kg) h fg : Buharlaşma gizli ısısı (kj/kg) h fg,0 : 0 o C da suyun buharlaşma gizli ısısı (kj/kg) h s L : Suyun entalpisi (kj/kg) : Su damlalarının düşme yüksekliği (m) σc p Le : Lewis faktörü ( Le = ) αs m& : Kütlesel akı (kg/m 2 s) P atm : Atmosfer basıncı (Pa) P d : Su buharı doyma basıncı (Pa) Pr : Prandtl Sayısı Re : Reynolds Sayısı Re kr : Kritik Reynolds Sayısı S D : İki serpantin borusu arasındaki dik ve paralel yöndeki uzaklıkların köşegen uzunluğu (m) S L : İki serpantin borusu arasındaki akışa paralel yöndeki uzaklık(m) S T : İki serpantin borusu arasındaki akışa dik yöndeki uzaklık(m) T : Sıcaklık ( o C) t : Zaman (s) V : Hız (m/s)

8 vi x : Havanın özgül nemi (kg H 2 O/kg hava) α a : Su ile hava arasındaki hacimsel ısı transfer katsayısı (W/m 3 K) σ a : Su ile hava arasındaki hacimsel kütle transfer katsayısı ( kg / m s Δx) 3 Alt indisler b : Buhar ç : Çıkış d : Doymuş dh : Sisli hava g : Giriş h : Hava i : Arayüzey max : En yüksek (maksimum) s : Su

9 vii ŞEKİLLER DİZİNİ Sayfa Şekil 1.1. Buharlaştırmalı yoğuşturucu...3 Şekil 3.1. Şematik olarak deney düzeneğinin gösterimi.. 27 Şekil 3.2. Radyal fan ve frekans konvertörü 28 Şekil 3.3. Püskürtücünün şematik görünümleri Şekil 3.4. Püskürtücünün deney düzeneğine bağlanmış hali Şekil 3.5. Su püskürtücüsünün yerleşim biçimi Şekil 3.6. Debimetre (debi ölçer). 31 Şekil 3.7. Veri okuyucu ve kaydedici ölçüm cihazı 32 Şekil 3.8. Nem sensörü ile numune havanın neminin ölçülmesi Şekil 3.9. Su besleme pompaları.. 34 Şekil Isıtıcı ünite (kazan) 34 Şekil Buharlaştırmalı bir yoğuşturucu için sıcaklık diyagramı.. 35 Şekil Üst bölgede duyulur ısı transferi 38 Şekil Su damlasından havaya olan ısı transferinin modellenmesi..39 Şekil Su ile hava arasındaki ısı ve kütle transferinin kontrol hacimlerindeki gösterimi. 40 Şekil Deneysel çalışmada kullanılan deney grup numaralarına göre akı ve püskürtücü çıkış hızı değerleri Şekil Çalışılan bölgede su damlalarının durumu 46 Şekil Hava akışı yönünde boru dizilimi ve ölçüler. 47 Şekil Psikrometrik diyagram kullanılarak sisin bulunması 49 Şekil Bilgisayar program akış şeması. 54 Şekil 4.1. Deneysel verilerin birinci yasa sonuçları 56 Şekil 4.2. L = 0,5 m, u = 3,5 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi Şekil 4.3. L = 0,5 m, u = 2 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi... 58

10 viii Şekil 4.4. L = 0,2 m, u = 3,5 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi...59 Şekil 4.5. L = 0,2 m, u = 2 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi...59 Şekil ,5 m/s hava hızı değerinde α a katsayısının, su akıları ve yükseklik ile değişimi Şekil m/s hava hızı değerinde α a katsayısının, su akıları ve yükseklik ile değişimi 61 Şekil ,5 m/s hava hızı değerinde α a katsayısının, su debileri ve yükseklik ile değişimi Şekil m/s hava hızı değerinde α. a katsayısının, su debileri ve yükseklik ile değişimi Şekil ,5 m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi.62 Şekil m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi 63 Şekil ,5 m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi.63 Şekil m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi 64 Şekil ,5 kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi Şekil kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi 65 Şekil ,5 kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi 66 Şekil kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi 66 Şekil 5.1. (5.1) no lu genel ısı transfer katsayısı denkleminin deneysel sonuçlar ile uyumu 71

11 ix Şekil 5.2. (5.2) no lu genel kütle transfer katsayısı denkleminin deneysel sonuçlar ile uyumu...72

12 x ÇİZELGELER DİZİNİ Sayfa Çizelge 4.1. Deney ölçümlerinde kullanılan sabit değerler. 57 Çizelge ,5 m/s hava hızı, 3,5 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme durumu.. 67 Çizelge m/s hava hızı, 2 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme durumu.. 68 Çizelge ,5 m/s hava hızı, 3,5 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme durumu (yüksek hava sıcaklıkları için) 68 Çizelge m/s hava hızı, 2 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme durumu (yüksek hava sıcaklıkları için) 69

13 1 1.GİRİŞ İklimlendirme-soğutma sistemlerinde, imalat sanayinin proses soğutma kısımlarında, termik santrallerde egzoz buharının yoğuşturulmasında ve sıvı soğutulmasında buharlaştırmalı soğutucular yaygın olarak kullanılmaktadırlar. Bu soğutucularda, yoğuşturma ve sıvının soğutulması sonucu açığa çıkan ısı dış ortama atılmaktadır. Buharlaştırmalı soğutucular genel olarak soğutma kuleleri, buharlaştırmalı yoğuşturucular (evaporatif kondenserler), hava yıkayıcılar, püskürtmeli tip soğutucular vb. ni kapsar. Bu cihazlar gerek işlevleri, gerekse yapıları bakımından bazı yönleri ile benzeyip bazı yönleri farklı olsa bile, termodinamik olarak hesaplanmalarında çok benzerlikler vardır. Bu cihazların hepsinde, ısı ve kütle geçişi nemli hava ile su arasında olmaktadır. Buharlaştırmalı soğutucular için şimdiye kadar yapılan çalışmaların hemen hepsinde, kullanılan veya hesaplanan ısı transferi katsayısı değerleri, serpantin ile su giriş bölgesinin etkisini serpantin bölgesine dahil ederek hesaplanmaktadır. Soğutucudan çıkan hava ve sirkülasyon suyu sıcaklığının hesaplanmasında, bundan dolayı, serpantin ile soğutucuya su giriş bölgesi (fıskiyeler) arasında kalan hacimdeki ısı ve kütle transferi katsayılarının bilinmesi gerekmektedir. Bu çalışma belirlenen bölgedeki ısı ve kütle transferi katsayıları değerlerinin belirlenmesi için önem arz etmektedir. Buharlaştırmalı yoğuşturuculara genel olarak bakılacak olursa, 3 değişik tip yoğuşturucunun mevcut olduğu görülür. Bunlar; a) Su soğutmalı yoğuşturucular, b) Hava soğutmalı yoğuşturucular, c)evaporatif (buharlaştırmalı) yoğuşturucular. Uygulamada, bunlardan hangisinin kullanılacağı daha ziyade ekonomik yönden yapılacak bir analiz ile tespit edilir. Bu analizde kuruluş ve işletme masrafları beraberce etüt edilmelidir. Su soğutmalı yoğuşturucular büyük ticari tip soğutucularda ve endüstriyel soğutma uygulamalarında kullanılan bir yoğuşturucu tipidir. Yoğuşma sırasında, soğutulan

14 2 akışkandan ısı enerjisinin alınması su tarafından yapılır. Yoğuşturucu ısı transfer yüzeyinin küçük olması, su kaynağının düşük sıcaklıkta bol ve sert su olmaması durumunda kuruluş ve işletme masrafları yönünden en ideal bir yoğuşturma ünitesi olarak kabul edilebilir. Eğer bir su soğutmalı yoğuşturucu kullanılırsa, sistemdeki akışkanı yoğuşturmak için kullanılan soğutma suyu, sürekli olarak bir kaynaktan aynı sıcaklık derecesinde sağlanmalı veya bunun için bir su soğutma kulesi kullanılmalıdır. Ancak su bir kaynaktan sağlandığı takdirde suyun sertliğinin giderilmesi yani suyun hazırlanması, kullanılan suyun dışarı atılması vb. gibi problemler de açığa çıkabilir. Bu problemleri ortadan kaldırmak için su soğutmalı kondenserler, genellikle su soğutma kuleleri ile birlikte kullanılırlar. Hava soğutmalı yoğuşturucular basit oluşları, kuruluş ve işletme masraflarının az olması, bakım ve tamirlerinin kolaylığı gibi olumlu yönleri küçük kapasitedeki soğutma sistemlerinde istisnasız denecek kadar kullanılabilen bu yoğuşturucular ayrıca her türlü soğutma uygulamasına uyabilecek karakterdedir. Yoğuşma sırasında, soğutucu akışkandan ısı enerjisinin alınması hava tarafından yapılır. Ancak hava soğutmalı yoğuşturucuların verimi bulundukları ortam veya havanın sıcaklığı ile nemine bağımlıdır. Buharlaştırmalı yoğuşturucular, hava ve suyun soğutma etkisinden yararlanılarak dizayn edilmiş olup, bu tip yoğuşturucuların yüksek verimli olmaları ve su soğutma kulelerine ihtiyaç göstermemeleri gibi olumlu yönlerine rağmen bakım ve servis güçlükleri, çabuk kirlenmeleri, sık, sık arızalanma ihtimali gibi olumsuz yönleri bulunmaktadır. Şekil 1.1. de bir buharlaştırmalı yoğuşturucu sisteminde görüldüğü üzere, hava ve su eş zamanlı olarak serpantinin üzerine yönlendirilir ki, bu tekrar dolaştırılan suyun küçük bir kısmının buharlaşmasına yol açar. Buharlaşan suyun aldığı ısı ile serpantin içindeki buhar soğur ve yoğuşur. Ayrıca serpantin boruları içinde, yoğuşturulacak buhar yerine soğutulacak sıvı da dolaştırılabilir. Bu tip sistemlere buharlaştırmalı sıvı soğutucular denir.

15 3 Şekil 1.1. Buharlaştırmalı yoğuşturucu. Buharlaştırmalı soğutuculardaki ısı ve kütle transferi katsayısının hesaplanması ile ilgili birçok çalışma literatürde mevcuttur. Bu çalışmalarda genel olarak, girdiler havanın sıcaklık değeri ve özgül nem değeri, ayrıca sisteme giren su sıcaklığıdır. Çıktılar ise çıkan havanın sıcaklığı ve özgül nemi ile sistemden çıkan su sıcaklığıdır. Yapılan çalışmalarda bu değerler göz önünde bulundurularak, bazı kabuller ve ihmaller yapılmış ve ısı ve kütle transfer katsayıları hesaplanmıştır. Ancak bu çalışmalarda bulunan değerler, buharlaştırmalı yoğuşturucularda soğutucu sistemden gelen gazın yoğuşturulduğu serpantini için kabul görmüş, serpantin boyutları ve buharlaştırmalı soğutucuların tasarımı bu değerlere göre yapılmıştır. Buharlaştırmalı soğutucularda, serpantin ile hava giriş açıklığı arasında olduğu gibi, serpantin ile su girişi arasında da ister istemez bir açıklık yani hava ile suyun karşılaştıkları bir bölge bulunmaktadır. Buharlaştırmalı soğutucular için şimdiye kadar yapılan çalışmaların hemen hepsinde, kullanılan veya hesaplanan ısı ve kütle transfer katsayısı değerleri,

16 4 bu bölgelerin etkisi serpantin bölgesine dahil edilerek verilmektedir. Yani sistem için ortak ısı ve kütle transfer katsayıları kullanılmaktadır. Buharlaştırmalı soğutucuya giren su, serpantine ulaşmadan önce hava ile ısı ve nem alışverişinde bulunacaktır. Neticede su, bu bölgede az da olsa soğumuş olarak adyabatik durumda serpantin borularına ulaşacaktır. Anılan bu bölgedeki suyun soğumasını dikkate almamak, buharlaştırmalı soğutucunun ısıl hesaplarında muhakkak sapmalara yol açacaktır. Bu itibarla, bu bölgenin incelenmesi doktora konusunu oluşturmaktadır.

17 5 2.KAYNAK BİLGİSİ Buharlaştırmalı soğutuculardaki ısı ve kütle transferi, ısı ve kütle transferi katsayısının belirlenmesi ile ilgili olarak yapılmış birçok çalışma literatürde mevcuttur. Bu çalışmalarda, büyük bir çoğunlukla sisteme giren ve sistemden çıkan havanın sıcaklık ve özgül nem değerleri ve sisteme giren ve sistemden çıkan suyun sıcaklık değerleri dikkate alınmıştır. Yapılan çalışmaların özetleri kullanılan yöntem ve yaklaşıma göre aşağıdaki gibidir Merkel Teoremini Temel Alan Çalışmalar Merkel teoremini kullanan çalışmaları anlatmadan önce Merkel teoremini incelemekte fayda vardır. Merkel (1925), soğutma kulelerinin analizini yapmak amacıyla, birtakım kabuller yaparak entalpi potansiyeli denilen bir yöntem geliştirmiştir. Hava ile ıslak bir yüzey arasındaki toplam ısı geçişi duyulur ve gizli ısıların toplamıdır. Duyulur ısı için potansiyel, kuru termometre sıcaklıkları farkı, kütle geçişi veya gizli ısı geçişi için potansiyel ise, ıslak yüzey ile hava içindeki su buharının kısmi basınçları farkıdır. Bu yöntemde yapılan iki temel kabul vardır. İlki, sistem içerisindeki suyun buharlaşması ile oluşacak su debisi değişiminin ihmalidir. Yani sistemde (soğutma kulesinde) her noktada su debisi sabittir ve kuleye giren su debisi ile aynı değerdedir. Diğer kabul ise Lewis sayısının 1 e eşit olarak alınmasıdır. Eğer Lewis sayısı 1 e eşit ise; havanın değişimi, havanın giriş şartlarını belirleyen nokta ile doyma eğrisi üzerindeki ıslak yüzey sıcaklığına karşı gelen noktayı birleştiren doğru boyunca olmaktadır. Başka bir deyişle ısı taşınım katsayısının buharlaşma katsayısına oranlanmasıyla çıkan değer, basınç sabit olmak üzere nemli havanın özgül ısısına eşit olmaktadır. Merkel in geliştirdiği teorem: ts A = cw m& s ts α 1 2 dts hs h h (2.1)

18 6 şeklinde ifade edilmektedir. Bu teoremle bir soğutma kulesinin giriş ve çıkış değerleri biliniyorsa α a değeri hesaplanabilir. Merkel teoremi soğutma kulelerinin hesabında adım adım integrasyon yolu ile yaklaşık değerler vermektedir. Mizushina vd. (1967), çalışmalarında bir karşıt akışlı buharlaştırmalı soğutucu üzerinde birtakım deneyler yapmışlardır. Üç farklı çapta boruya sahip üç farklı boru demeti, ısı ve kütle transfer katsayılarına boru çapının etkisini bulmak için kullanılmıştır. Ve bununla ilgili bağıntılar Merkel tipi analiz kullanılarak tayin edilmiştir. 0,333 α a = 2102,9.(r / d 0 ) (2.2) ve 8 0,9 0,15 2,6 h s 0 σ a = 5, (Re ).(Re ).(d ) (2.3) şeklindedir. Sutherland (1983), yaptığı çalışmada mekanik çekişli, karşıt akımlı soğutma kuleleri için Merkel teoremini de kullanarak, buharlaşma ile olan su kaybını ve dolaşım suyu debisindeki değişmeleri incelemiştir. Bunun için A ve B gibi aynı özelliklere sahip iki soğutma kulesinde hassas çözüm ve yaklaşık çözüm uygulamıştır. Bu çözümler için ise bir bilgisayar programı kullanmıştır. Yaptığı çözümlerin sonuçlarını Merkel teoremi kullanarak elde edilecek sonuçlar ile karşılaştırmıştır. Bu karşılaştırmaya göre, kule hacmi hesaplanırken Merkel teoremi ile %8 ile %15 arasında hata olabileceği görülmüştür. Webb (1984), soğutma kuleleri, evaporatif kondenserler ve akışkan soğutucular için teorik ısıl analizler yapmıştır. Webb de yine Merkel teoremini kullanarak, yapılan diğer çalışmaları değerlendirmiş ve kütle transfer katsayısı için soğutma kulelerinde σ a değeri ile bir bağıntı vermiştir. Bu ifade denklem (2.4) de verilmektedir.

19 7 σa m h = C 1 m m s h 1 q Re n h L p (2.4) Burada 1 indisi kuleye giriş şartlarını belirmekte, q, n ve p üst indisleri ise sabit katsayılardır. Bu sabitler, 0,5 < q < 0,6, 0 < n < 0,2 ve 0,7 < p < 1 aralıklarında verilmiştir. L ise kule dolgu yüksekliğidir. Ancak dolgu ile püskürtücüler arası ve dolgu ile kule tabanındaki su havuzu arasındaki mesafelerin de bu yüksekliğe dahil edilmesi gerektiği, Webb tarafından belirtilmektedir. Webb (1988), soğutma kulesi tasarım metotlarına kritik bir değerlendirme getirmiştir ve ısıl hesap yöntemlerini detaylıca incelemiştir. Webb, uzun yıllar tasarım için Merkel teoreminin kullanıldığını, ancak hesapların bilgisayarlarla yapıldığında daha hassas sonuçlar elde edildiğini, eğer su film ve kütle transfer katsayıları bilinirse tasarım metodunun kesin olarak kabul edildiğini belirtmiştir. Aynı zamanda enerji denge denklemlerinde, suyun buharlaşma entalpisi yerine, ara yüzey sıcaklığındaki doymuş su buharı entalpisi değeri kullanıldığında, çok daha uygun sonuçlar alınacağını ve bunun daha uygun bir çözüm yaklaşımı olduğunu belirtmiştir. Bunun sonucunda da hesaplamalardaki doğruluk oranının % 2 - % 5 artacağını söylemiştir. Webb, sonuç olarak ara yüzey sıcaklığındaki (T i ), doymuş su buharı entalpi değerinin, suyun buharlaşma entalpisi yerine denklemlerde kullanılırsa, daha hassas sonuçların bulunacağını belirtmiştir. Eğer ara yüzey sıcaklığı, ortalama su sıcaklığına eşit alınırsa, hata miktarının Merkel teoremindeki hatadan daha fazla olacağını ifade etmektedir. Erens ve Dreyer(1990), dik akımlı bir buharlaştırmalı yoğuşturucu için Merkel ve Poppe (1984) modellerini kullanarak ısı ve kütle transfer katsayılarını tespit etmişler ve karşılaştırmalı olarak sunmuşlardır. Kütle transfer katsayıları 0,64 h 0,2 s 5 σ = 5, (Re ).(Re ) (2.5) Merkel

20 8 ve 0,63 h 0,21 s 5 σ = 6, (Re ).(Re ) (2.6) Poppe olarak verilirken, ısı transfer katsayısı ise 0,384 α = 2843.(r / d 0 ) (2.7) olarak bulunmuştur. Çalışmanın teorik kısmında su-hava ara yüzey sıcaklığı (T i ) ile püskürtücülerden çıkan damla suyu sıcaklığı (T s ) eşit olarak alınmıştır (T i = T s ). Burada r, kg/ms olarak her bir boru uzunluğu üzerinden geçen dolaşım suyu miktarıdır. İbrahim vd. (1995), düşey film tabakalı dolgulu bir soğutma kulesinde ısı ve kütle transfer denklemlerini, yinelemeli veya tekrarlı olarak Runge-Kutta metodu kullanarak çözmüşlerdir. Burada damla ara yüzeyi ile su sıcaklığı birbirine eşit olarak alınmıştır. Sonuçlar göstermiştir ki, kule karakteristiği σav / G s deki bir artış, aynı şartlar altında kule performansını arttırmaktadır. Lewis sayısının kule performansı için, çok etkili olmadığı belirtilmiştir. Mevcut çözülen denklemlerle, Merkel teoreminin sonuçlarının birbirine yakın olduğu görülmüştür. Kloppers ve Kröger (2001), soğutma kulelerinin performans ve ısıl hesaplarını Merkel teoremi ve bu teoremdeki ihmal edilen kısımların dikkate alınarak çözüm yapıldığı Poppe Metodunu karşılaştırmıştır. Ortam neminin etkisi, sıcaklık ve basıncın soğutma kulelerine etkisi bu iki yöntemle verilmiştir. Çalışmanın sonucunda dışarı atılan ısı, hava akış sıcaklığı, su çıkış sıcaklığı, ortalama hava-buhar kütle akış oranı ve buharlaşan su miktarının, su giriş özgül nemine bağlı olarak grafikleri çizilmiştir. Bu grafiklere göre sistemden çıkan suyun sıcaklığı her iki metotta da birbirine yakındır. Ancak hava çıkış sıcaklığı ve atılan ısı değerleri çok farklı çıkmıştır. Sonuç olarak, bir tasarımcı için sadece su çıkış sıcaklığı önemli ise daha az hassas olan Merkel yaklaşımının kullanılabileceği, daha düşük su çıkış

21 9 sıcaklıklarında, ılıman kuru ortam şartlarında Poppe yaklaşımı kullanılabileceği belirtilmiştir. Hasan ve Gan (2002), binaların soğutulmasında, soğutulmuş tavanlar için kullanılan soğutma kulelerinin ısıl performanslarının değerlendirilmesi için basitleştirilmiş bir analitik model geliştirmişlerdir. Bu model için Parker ve Treybal (1961) tarafından verilen ısı ve kütle transfer katsayısı bağıntıları ve Merkel Teoremini kullanmışlardır. Analitik modelde püskürtücü suyu sıcaklığı (t s ), sabit olarak kabul edilmiştir. Çünkü ölçtükleri değerlerde püskürtücü suyu sıcaklığı kule boyunca çok küçüktür. Kule boyunca sıcaklık dağılımı için, Lewis sayısı 1 e eşit alınarak ısı transfer katsayısı bulunmuş ve duyulur ısı miktarı hesaplanmıştır. Sonuçta serpantin borularının en alt kısmından, en üst kısma doğru olan yönde havanın duyulur ısısının önce azaldığı, sonra ise arttığı gözlemlenmiştir. Kloppers ve Kröger (2005), soğutma kulelerinde buharlaşmalı soğutmada ısı ve kütle transfer denklemlerini detaylı olarak vermişlerdir. Daha hassas olan Poppe metodunun geçerli denklemleri birinci yasaya göre türetilmiştir. Poppe Metodu, çıkış havası şartlarının doğru tahmin edilmesi ya da belirlenmesi durumunda soğutma kulelerinin analizine çok iyi uyum sağlamaktadır. Merkel metodunda geliştirilen denklemlerle, genellikle birtakım basitleştirilmiş kabullerden sonra çözüm yapılabilmektedir. Ayrıca soğutma kulelerine uygulanan etkinlik-ntu metodu denklemleri de bu çalışmada verilmiştir. Poppe metodunda kullanılan denklemler, Merkel metoduna göre elde edilen sonuçlardan daha detaylı olması için genişletilmiştir. Merkel ve Poppe metotlarının çözüm teknikleri ile ısı ve kütle transferleri arasındaki farklar entalpi diyagramları ve psikrometrik şemaların yardımıyla açıklanmıştır. Psikrometrik şemalar havanın aşırı doymuş halini göstermek için genişletilerek verilmiştir. Sonuç olarak Poppe metodunun Merkel metodunda elde edilen sonuçlara göre daha hassas ve doğru sonuçlar verdiğini görmüşlerdir.

22 Ranz-Marshall Bağıntılarını Kullanan Çalışmalar Yao (1974), bir sistemde durgun hava içerisinde aşağı doğru akan su damlalarındaki soğumayı gözlemlemiş ve ivmelenen damlalardaki soğuma miktarını ölçmüştür. Çalışmasındaki hesaplamalarda Ranz Marshall (1952) bağıntılarını kullanmış ve bu bağıntılarla hassas sonuçlara ulaşmak için bir düzeltme faktörüne ihtiyaç olduğunu ortaya koymuştur. Bu düzeltme faktörünü ile Ranz Marshall bağıntısı g ys ile ifade etmiştir. Düzeltme faktörü ys ( ) 1/ 2 1/ 3 Re ( Pr) Nu = 2 + 0,6g (2.8) ve g = 25 0,7 ( z / d) 10 < (z / d) 600 ys < (2.9) olarak yazılır. Burada Nu, Re ve Pr sayıları ( T i Ts + Th = ) ile verilen ara yüzey 2 sıcaklığında kullanılmaktadır. g ys ifadesinde, z, damlanın düştüğü yükseklik, d ise su damlası çapıdır. Erens vd.(1994), yaptıkları çalışmada bir su püskürtücüsünden çıkarak aşağı doğru akarken ivmelenen su damlalarından olan buharlaşmayı incelemişlerdir. Yapılan çalışma için kullanılan model için şu kabuller yapılmıştır. Merkel (1925) in entalpi potansiyeli modeli, su ve hava arasında ısı ve kütle transfer mekanizmaları için geçerlidir, damlalar tam küresel şekle sahiptir ve damla çapları buharlaşma işlemi süresince sabittir, sistem sürekli rejimde kabul edilmiştir. Bu çalışmada hava hızı değerleri 0,5 m/s ile 2,5 m/s değerleri arasında değişmektedir. Yaptıkları çalışmada Ranz Marshall bağıntılarını kullanarak hesaplamalar yapmışlar ve bu bağıntılar için iki adet düzeltme faktörü önermişler ve daha hassas sonuç alınacağını belirtmişlerdir. Bu faktörler şu şekilde verilmektedir:

23 11 g ys 0,8 0, 1 ( M ) ( d / d ) = 1+ 66,54 (2.10) z m ve ys 0,2 ( M ) ( d / d ) 0, 46 g = 1+ 4,85 (2.11) z m Burada ilk faktör, su damlasının direncinin ihmal edildiği durumda, ikincisi ise su damlası ısıl direncinin ihmal edilmediği durumda geçerli olmaktadır. Bağıntılardaki M z değeri ivmelenme modülü olarak Mz [( dv / dt) d /( V V ) ] 2 = d d h (2.12) ile tanımlanmıştır. d m değeri ise maksimum sabit damla çapı olup; dm 16ζ = (2.13) g ( ρs ρh ) olarak ifade edilmektedir. Bağıntılarda, V d damla hızı (m/s), d damla çapı (m), V h hava hızı (m/s), ζ yüzey gerilimi (N/m 2 ) ve g yerçekimi ivmesi (m/s 2 ) olarak verilmektedir. Sonuç olarak verilen düzeltme faktörleri ile hesaplanan damla sıcaklık değişimi ve ölçülen damla sıcaklığı değişimi grafiksel olarak sunulmuş ve ısıl direncin dikkate alındığı durumda, ölçülen değerler ile hesaplanan değerlerin daha fazla uyum gösterdiği görülmüştür. Blagojevic ve Bajsic (1996), havanın içine su damlaları akışında, ısı ve kütle transferi için bir boyutlu sayısal bir model üzerinde çalışmışlardır. Bu modelde ısı, kütle ve momentum değişimleri bir boyutlu olarak ele alınmıştır. Ara yüzey sıcaklığı değeri, su ile havanın sıcaklıklarını ortalaması olarak alınmıştır. Bu çalışmada damlarlın küresel formda olduğu kabul edilmiş, Ranz-Marshall bağıntılarından, ısı ve kütle transfer katsayılarının hesaplanabileceği belirtilmiştir. Sayısal sonuçlar

24 12 deneysel sonuçlarla karşılaştırılmış ve bu değerlerin birbiri ile uyumlu olduğu görülmüştür Buharlaştırmalı Soğutucularda Su ve Hava Arasındaki Matematiksel Model Çalışmaları Parker ve Treybal (1961), ters akışlı buharlaştırmalı soğutucuların analizi için karşılaştırmalı model hazırlayan ilk araştırmacılardır. Model, dolaşım suyundan ihmal edilebilir bir buharlaşmayı, tek bir Lewis sayısını ve soğutucunun çalışılan bölgesindeki sıcaklıkla birlikte hava doyma entalpisinin doğrusal değişimini kabul etmektedir. Model, eşitliklerin eş zamanlı çözümünü gerektirmektedir ve kesin bir model değildir. Bu modele göre gerekli katsayılar deneysel olarak şu şekilde bulunmuştur. 0,333 α = 704.(1, ,02214Ts ).(r / d0 ) (2.14) ve 1 b σ = + (2.15) 0,905 0,04935( ( 1+ Vh ).m max ) şeklindedir. Leidenfrost ve Korenic (1982), Bosnjakovic(1960) in grafiksel metoduna dayanan, soğutma kanadı yüzeyli bir buharlaştırmalı yoğuşturucunun (evaporatif kondenserin) analizi için bir model hazırlamışlardır. Film ısı transfer katsayısı için deneysel olarak bir bağıntı bulunmuştur. 0,252 α = 2064,3(r / d 0 ) (2.16)

25 13 Peterson (1984), Parker ve Treybal (1961) tarafından geliştirilen teoriyi kullanarak ters akımlı bir buharlaştırmalı soğutucuyu analiz etmişlerdir ve kütle transfer katsayısı için (2.17) deki bağıntıyı vermişlerdir. 1 b σ = + (2.17) 0,905 0,0443.((1 + V h ).m max ) 1 Peterson tarafından bulunan bu veri ile Parker ve Treybal ın film ısı transfer katsayısı bağıntısı neredeyse tam olarak birbirine uymaktadır. Kunduz (1986), buharlaştırmalı yoğuşturucuların ısıl hesabı ile ilgili teorik bir çalışma yapmıştır. Bu çalışmada yapılan kabulde, püskürtülen su ile hava arasında, su yoğuşturucu serpantin boru demetine ulaşıncaya kadar ve boru demetinden çıktığı andan itibaren su toplayıcısına ulaşıncaya kadar ısı ve kütle transferi olaylarının olmadığı belirtilmiştir. Rana vd. (1986,1987), çeşitli tek borulu ve çok borulu ters akışlı soğutucuları, kullanılan kütle transfer katsayılarını tespit etmek için deneylere tabi tutmuşlardır. Sonuçta tek borulu bir ünite için kütle transfer katsayısı çok borulu bir üniteden % 200 ila % 500 daha yüksek bulunmuştur. Younis vd.(1987), ters akımlı soğutma kulelerinde çeşitli sıcaklıklarda damlaların ortalama sıcaklığı ile ara yüzey sıcaklığı arasındaki farkı hesaplamaya çalışmışlardır. Bunun için su ve havanın adyabatik bir soğutma kulesinde ters olarak aktığını, nemli havanın özgül ısısının, suyun buharlaşma gizli ısısının ve su ile hava debilerinin kulenin içinde değişmeden kaldığını, katı dolgu malzemesini çevreleyen su filmi boyunca sıcaklık gradyeninin olmadığını kabul etmişlerdir. Ayrıca kuleye giren havanın nemi, daha önceden bir nem tutucuda silika-jel malzemeler ile azaltılmıştır. Bu kabuller ile yapılan hesaplamalar sonucunda damlaların ortalama sıcaklığı ile su ara yüzey sıcaklığı arasındaki fark 3 o C ila 6 o C civarındadır. Bunun sebebi ise kuleye giriş havasının neminin azaltılmasındandır denilebilir.

26 14 Peterson vd.(1988), Parker ve Treybal (1961) tarafından verilen basit analitik metodu geliştirerek, bir buharlaştırmalı yoğuşturucunun performansını hesaplamaya çalışmışlardır. Yapılan deneysel çalışmalardan elde edilen veriler, Parker ve Treybal (1961) un geliştirilmiş bir modelinde yerine konarak değerlendirilmiştir. Isı transferi için Parker ve Treybal (1961) un bağıntıları ve kütle transferi için Peterson ın diğer bir çalışmasındaki bağıntıdan yararlanılmıştır. Bu çalışmada püskürtücüler ile serpantin arasında kalan bölge ve alt kısımda serpantin ile hava giriş açıklığı arasında kalan bölgedeki ısı transferinin ve kütle transferinin ihmal edilmiştir. Peterson ve arkadaşları bu bölgelerdeki transfer olaylarının da dikkate alınabileceğini belirtmişlerdir. Sonuç olarak, Parker ve Treybal (1961) un bağıntılarındaki su-hava kütle transfer katsayısı (σ) ve ısı transfer katsayısı (α) değiştirilmiş ve yoğuşturucunun ısıl kapasite hesabı için hata miktarının % 30 a ulaştığı görülmüştür. Marseille vd.(1991), soğutma kulelerindeki ısıl performansı teorik ve deneysel olarak incelemişlerdir. Daha önce yapılan çalışmalarda, hava-su yüzeyi ara sıcaklığının ortalama su sıcaklığına eşit olarak alındığını yani başka bir deyişle su ısıl direncinin ihmal edildiğini görmüşler ve çalışmalarında suyun ısıl direncini dikkate almışlardır. Ve ara yüzey sıcaklığını grafik yöntemle hesaplamışlardır. Sonuç olarak, soğutma kulesine giren su sıcaklığı arttıkça, suyun ısıl direncinin soğutma kulesi üzerindeki etkisinin arttığını belirtmişlerdir ve bu da önemli bir etki olmaktadır. Kunduz (1992), yaptığı teorik çalışmada soğutma kulelerinde ısı ve kütle transfer analizi ve çözümünü incelemiştir. Yaptığı çalışmada tahta dolgulu bir soğutma kulesi analizinde, genellikle yapılan kabullerden kaçınarak, özellikle su sıcaklığı ile su hava ara yüzeyi sıcaklığı arasındaki fark, çözümlerde dikkate alınmıştır. Yaptığı hesaplamalarda tam çözümden önemli derecede sapmalar olduğunu görmüştür. Sonuç olarak, soğutma kulesi hesabında Lewis faktörünün 1 e eşit alınabileceği, suhava ara yüzeyi sıcaklığının ortalama sıcaklığına eşit alınmakla tam çözüme göre önemli derecede hata yapılmakta olduğunu belirtmiştir. Bernier (1994), bir soğutma kulesi üzerinde deneysel ve teorik çalışmalar yaparak kulenin performansını ve performans katsayısını vermeye çalışmıştır. Çalışmasında

27 15 su damlasının ısıl direncinin ihmal etmiş ve su damlalarını küresel formda kabul etmiştir. Su damlasından havaya olan ısı transfer katsayısını Incropera ve DeWitt (1985) in kullandığı Nusselt sayısı bağıntısı yardımı ile hesaplamıştır. Burada, Nusselt sayısı Incropera ve DeWitt (1985) e göre 2 1/ 3 ( Re) 1/ ( Pr) Nu = 2 + 0,6 (2.18) eşitliği ile ifade edilirken, ısı transfer katsayısı α = Nu D.k / D (2.19) olarak verilmiştir. Hava ile su damlası arasındaki bağıl hız ise [ V ( V )] V = (2.20) s h olarak verilmiş ve bu hız değeri Reynolds sayısının (Re) hesaplanmasında kullanılmıştır. Havanın hızı anemometre ile ölçülmüş, su damlasının hızı ise Vs m& s = ρs A νr (2.21) ifadesi ile verilmiştir. Burada A kulenin kesit alanı, hacminin kulenin birim hacmine oranı, akısını ifade etmektedir. ρ s su yoğunluğu ve ν r toplam su damlalarının m& s ise kuleye giren su Son olarak ise değişik su debisi ve farklı su giriş ve çıkış değerleri yardımıyla, bir soğutma kulesinin ısıl performansını veren σaν m s değeri deneysel olarak, σaν m s. m = 1,42 m s. h 0,430 (2.22)

28 16 şeklindedir. Bernier bu çalışmasında, havanın kuru termometre sıcaklığının, su sıcaklığının değişmesinde etkisinin az olduğunu, havanın yaş termometre sıcaklığının ise su sıcaklığının değişimine olan daha büyük etkisi olduğunu belirtmiştir. Bernier (1995), yaptığı diğer bir çalışmada, önceki çalışmasının verileri ile soğutma kulelerinin ısıl performansını incelemiştir. Bu çalışmada ise bir genelleme yaparak σaν. mx değerinin,.. m m s h nın bir fonksiyonu olarak açıklamış ve σaν. m x. m = x m s. h y (2.23) ile ifade etmiştir. Zalewski ve Gryglaszewski (1997), yaptıkları çalışmada ters akımlı bir buharlaştırmalı sıvı soğutucudaki ısı transferi ve kütle transferi için bir matematiksel model geliştirmişlerdir. Çalışmalarında analitik model kullanılarak hesaplanan değerler ile deneysel sonuçlar, bir bilgisayar programı ile karşılaştırılmıştır. Matematiksel modeli ortaya koyarken ısı ve kütle transferinin kararlı rejimde, bir boyutlu olduğu, suyun özgül ısısının, su buharının, soğutulmuş akışkanın ve kuru havanın göz önünde bulundurulan sıcaklık aralığında sabit olduğu, radyasyonla olan ısı transferinin hesaba katılamadığı, ara yüzeyde su ve hava sıcaklığının eşit olduğu, su damlasının merkezinden yüzeyine doğru olan ısıl direncin ihmal edildiği, püskürtülen suyun kapalı çevrimde aktığı, suyun ve havanın ters akımlı olarak aktığı kabul edilmiştir. Isı transfer katsayısının hesaplanmasında Hausen, Gnieliski, Tovaras ve Grimison tarafından verilen bağıntılar kullanılmıştır. Diferansiyel denklemlerin çözümünde dördüncü dereceden Runge-Kutta Metodu ve başlangıç değerlerinin bulunmasında ise Newton-Raphson Metodu (içeriden tekrarlı işlem) kullanılmıştır. Kütle transfer katsayısı için ise, ısı ve kütle transferi arasındaki

29 17 analojilerden (benzerliklerden) yararlanılmıştır. Hesaplamalarda Lewis sayısı değeri sabit ve 0,865 olarak alınmıştır. Zalewski ve Gryglaszewski deneysel ve hesaplanmış sonuçları karşılaştırdıklarında, hava yaş termometre sıcaklığının eşanjörlerin ısıl performansı üzerinde büyük etkisinin olduğunu görmüşlerdir. Ancak bununla birlikte giriş havası yaş termometre sıcaklığına dayanan kütle transferi bağıntısında bir düzeltme faktörüne ihtiyaç duyulduğunu belirterek, bunun için bir düzeltme faktörü kullanmışlardır. Sonuç olarak, ortaya konan matematiksel modelde hesaplanan ve deneysel olarak elde edilen sonuçlar arasında daha iyi bir uyum gözlemlenmiştir. Ancak Parker ve Treybal un 1954 yılında yaptıkları çalışmadaki sonuçlar ile karşılaştırıldığında, %50 ye yakın farklılık görülmüştür. El-Dessouky vd.(1997), kararlı durumda karşıt akışlı bir soğutma kulesi için teorik bir araştırma yapmışlardır. Isı ve kütle transferi için Logaritmik Ortalama Entalpi Farkı (LMED) ve ısı transfer birimi sayısı (NTU) yöntemlerini karşılaştırmışlardır. Aynı zamanda literatürdeki yapılan diğer çalışmalardan da faydalanmışlardır. Hesaplanan ısı ve kütle transferi katsayılarını oranlayarak bir E (eğim) değeri elde etmişler ve bununla su-hava ara yüzey sıcaklığını bulmuşlardır. Su, hava ve ara yüzey entalpilerini kullanarak, bir soğutma kulesinin ısıl karakteristik ifadelerini vermişlerdir. Söylemez (1999), yaptığı çalışmada, mekanik çekişli karşıt akışlı soğutma kulelerinin, boyut ve performansı için, basit ve hızlı bir metot ortaya koymuştur. Soğutma kulelerini teorik ve deneysel olarak incelemiş ve soğutma kulelerinin NTU değerlerini her iki durum için hesaplamıştır. NTU ifadelerinin ısı-kütle transfer katsayıları ile sistemi çalışabilir hale getirecek kule hacmi arasındaki ilişkiyi açıkladığını ortaya koymuştur. Çalışmasında Bernier in verdiği bir bağıntıdan faydalanarak ısı transfer katsayısını hesaplamıştır. Sonuç olarak, soğutma kulelerinin tasarım kuru termometre sıcaklığı, yaş termometre sıcaklığı, soğutma yükü, kule içi sıcaklığı ve yerel yükseklik (rakım) değerleri şartları altında, boyutlandırma ve performans tahmininin (2.24) ve (2.25) denklemlerinde kullanılarak hesaplanabileceğini önermiştir:

30 18 NTU ort ( σai ) toplam ( σai ) do lg u + ( σai ) damla = = (2.24) m m s s ve m C = 2 ps (i + 2 i1).(n 1) NTU gerekli..ln 1 (2.25) m1 (n 1) ii,1 i1 Burada 1 ve 2 indisleri sırasıyla kuleye giriş ve çıkış değerleri, s su ve m değeri ise kütle akış miktarıdır. Stefanovic vd. (2000), soğutma kulelerinde ısı ve kütle transferini deneysel olarak incelemiştir. Soğutma kulelerinde meydana gelen ısı ve kütle transfer mekanizmalarının, sadece kule dolgusunda olmadığını, su püskürtücüleri ile dolgu ve dolgu ile hava giriş bölgesi arasında da önemli miktarda ısı ve kütle transferi olduğu ve bunun ihmal edilmemesi gerektiğini vurgulamışlardır. Stefanovic vd. birçok diğer araştırmacı gibi Merkel teoremini kullanmışlar, su sıcaklığı, kule yüksekliği, ve sıcaklık farkı değişimlerini ayrı grafiklerle kule içindeki kütle transfer katsayısı, hava sıcaklığı, hava yoğunluğu, su sıcaklığı değişimlerini de ayrı grafiklerle vermişlerdir. Stefanovic vd.(2001), yaptıkları diğer çalışmada soğutma kulelerindeki ısı ve kütle transfer mekanizmalarını üç boyutlu olarak modellemişlerdir. Bu çalışmada soğutma kulesi üç boyutlu olarak ele alınmıştır, çünkü kütle, ısı ve momentum korunumu denklemlerinin belirlenmesi üçlü koordinat sisteminde (x, y, z) yapılmıştır. Belirlenen matematiksel modelin özellikleri şu şekilde verilmiştir: Kararsız, ısı ve kütle korunumu eşitlikleri, hava için konvektif akılara bağlanmış, momentumun korunumu denklemleri basınca bağlı, üniform olmayan hava akışı, üniform olmayan su akışı, hava akışı için değişkenlerden bağımsız üç boyutlu değişim, su akışı için değişkenlerden bağımsız üç boyutlu değişim, yağmurlama bölgesi ve dolgu bölgesi için ısı ve kütle transferleri ayrı ayrı belirlenmiştir, akış dirençleri (f x, f y, f z ) her bölge için ayrı ayrı belirlenmiştir, hava giriş parametreleri üniform değildir, hava basıncı ortam hava basıncına bağımlıdır. Sonuç olarak, film ve damla için Merkel sayıları

31 19 bulunmuş (integral değeri) ve her üç yönde yerel kütle transfer katsayıları, hava, su ve basınç değişimleri grafiksel olarak verilmiştir. Ettouney vd.(2001), yaptıkları çalışmada buharlaştırmalı yoğuşturucuların ısıl performanslarını araştırmışlardır. Çalışmalarında iki ucu kapalı boru tipi eşanjöre sahip bir buharlaştırmalı yoğuşturucu ile deneyler yapmışlardır. Yaptıkları deneyler ve hesaplamalar neticesinde, buharlaştırmalı yoğuşturucuların performansı hakkında deneye dayalı ifadeler vermişlerdir ve sonuçları grafiklerle açıklamışlardır. Verdikleri grafiklerde, deneysel çalışmada kullandıkları buharlaştırmalı yoğuşturucu sistemindeki ölçüm yapan termokupulların yerleşimleri ve sıcaklık değişimleri gösterilmiştir. Termokupullardan biri de su püskürtücüleri ile serpantin arasındaki bölgededir ve çeşitli saatlerde termokupullardaki sıcaklık değişimleri ölçülmüştür. Sonuç olarak, buharlaştırmalı yoğuşturucu veriminin düşük m. s. / m h oranında (yani su debisinin hava debisine oranı) ve daha yüksek sıcaklıklarda arttığı, su/hava ısı transfer katsayısının buhar basıncının ve. s. m / m oranının bir fonksiyonu olarak h açıklanabileceğini belirtmişlerdir. Kim ve Smith (2001), soğutma kulelerinde ısı ve kütle transferi ile ilgili bir matematiksel modelleme yapmışlardır. Kullandıkları model bir boyutlu ve kararlı durum içindir. Burada da soğutma kulesinin adyabatik olduğu, kuru hava ve su akış debilerinin sabit olduğu, sızıntı kaybı olmadığı, ısı ve kütle transferi için ara yüzeylerin eşit olduğu kabul edilmiştir. Isı ve kütle transfer katsayılarının hesabı için, Thomas ve Houston (1959) tarafından sunulan bağıntılar kullanılmış, diferansiyel denklemlerin çözümü için Runge-Kutta metodu kullanılmıştır. Hasan ve Siren (2002), yaptıkları çalışmada soğutma kulelerini teorik ve bilgisayarla analiz etmişler ve binaların soğutulmasındaki uygulamaları incelemişlerdir. Bir deneysel soğutma kulesinde, performans için yapılan deneysel ölçümler, kütle transfer katsayılarını belirlemek için kullanılmıştır. Çalışmalarında, püskürtücülerden çıkan su sıcaklık dağılımı için, kulenin izolasyonlu olduğunu ve pratik olarak ısı

32 20 kaybının ihmal edilebilir olduğunu kabul ederek püskürtücü suyu giriş sıcaklığı, püskürtücü suyu çıkış sıcaklığına eşit alınmıştır. Ara yüzey sıcaklığı ise, ara yüzey entalpisi cinsinden ifade edilmiştir. Kütle transferini hesaplamak içinse, Lewis sayısı 1 e eşit olarak (Le =1) alınmıştır. Sonuç olarak, teorik analizi temel alan bir bilgisayar modeli, bir soğutma kulesinin performans analizinde kullanılmış ve transfer katsayıları ve basınç düşümü hesaplanarak, soğutma kulesindeki boru ve sıra sayısı optimize edilmiştir. Khan vd. (2002), ters akımlı bir soğutma kulesinde performans karakteristiklerini araştırmışlardır. Soğutma kulesi hacmi için sudan havaya konveksiyonla olan gizli ve duyulur ısı transferi ve buharlaşma miktarının değişimi grafiklerle gösterilmiştir. Bu grafikler su debisinin hava debisine oranı olan ( m / m ) için, 0,5, 1 ve 1,5 değerlerinde alınmıştır. Ayrıca hava ve su sıcaklıklarının kule yüksekliği boyunca değişimi psikrometrik şemalarla açıklanmıştır. Sonuçlar açıkça göstermiştir ki, aynı dolgu oranında su kütlesi akış oranının artışı, konveksiyon ve buharlaşma için gerekli yüzey alanının azaltmış, bu da daha yüksek su çıkış sıcaklığı ve ısı transfer oranında azalma demektir.. s. h Fisenko vd.(2004), çalışmalarında mekanik çekişli bir soğutma kulesinde, buharlaştırmalı soğutmayı teorik ve deneysel olarak incelemişlerdir. Çalışmalarında kullandıkları soğutma kulesinde, su damlalarının parçalandığı bir dolgu bulunmamakta ve damlalar bir dağıtım sisteminden, kule içinde aşağıya doğru akmaktadır. Öncelikle buharlaştırmalı soğutmadaki damlalar için bir matematiksel model verilmiştir. Daha büyük debilerde, su püskürtücülerindeki yüksek basınçtan dolayı, daha küçük boyutta damlaların olduğu, su sıcaklığının yüzey gerilimini etkilediği belirtilmiştir. Ve damlalar küresel formda kabul edilmiştir. Isı transfer katsayısı Nu + 0,5 = 2 0,5Re (2.26)

33 21 ifadesinden faydalanılarak hesaplanmıştır. Kütle transfer katsayısı için, ısı ve kütle transferi arasındaki benzeşimden yararlanılmış ve 0,5 D(2 + 0,5Re ) σ (Re) = (2.27) 2d(z) ile verilmiştir. D su buharı için difüzyon katsayısıdır. Stabat ve Marchio (2004), buharlaştırmalı indirekt soğutucularda (soğutma kulesi), davranış veya özellikleri, basitleştirilmiş bir modelle incelemişlerdir. Bu soğutucularda, değişik işletme şartlarında (farklı debi ve yaş termometre sıcaklıklarında) su sarfiyatı ve harcanan enerji miktarını incelemişlerdir. Çalışmalarında, püskürtücülerden püskürtülen su sıcaklığı, su-hava ara yüzey sıcaklığına eşit alınmıştır. Hesaplanan ısı transfer katsayısı daha önceki çalışmalardan ve Mizushina (1967) nın bağıntılarından hesaplanmıştır. Bu çalışmada da Lewis sayısı 1 e eşit alınmıştır. Sonuç olarak bulunan değerlerin üretici firma katalog değerleri ile uyum sağlamakta olduğu görülmüştür. Isı transfer oranındaki hata %10 dan daha azdır. Kaiser vd.(2004) yaptıkları çalışmada, yeni bir tip soğutma kulesinde yer alan buharlaştırmalı soğutma işlemi için yeni bir sayısal model geliştirmişlerdir. Klasik soğutma kulelerinin aksine Hidrosolar Çatı adı verilen yeni cihaz, daha az damla düşüşü göstermekte ve kule içinde hava akışı üreten fanların yerine kullanılarak yenilebilir enerji kullanmaktadır. Sayısal model, nemli hava ve su damlalarının iki fazlı akışı için hesaplamalı akış dinamiğine dayanmakta olup, sistemin performansını çözümlemek için geliştirilmiştir. Gaz akış fazı için Euler yaklaşımı, su damlası akış fazı için ise Lagrange yaklaşımı iki yönde bağlantılı olarak her iki faz için kullanılmıştır. Tam boyutlu bir prototipten gerçek şartlarda alınan deneysel sonuçlar bilimsel doğrulama için kullanılmıştır. Bu çalışmanın sonunda elde edilen başlıca sonuçlar ortalama su damlası çapının sistem üzerinde güçlü bir etkisi olduğunu göstermiştir ve yaş termometre sıcaklığı, sudan havaya olan akış debisi oranı ve su giriş sıcaklığı ile yaş termometre sıcaklığı arasındaki sıcaklık değişim aralığının

34 22 etkisini göstermişlerdir. Verimliliğin boyutsuz nümerik korelasyonu bu önemli parametrelerin hesaplanmasının bir fonksiyonudur. Kaiser vd. bu çalışmada akış alanını bilgisayarla simüle etmişler (canlandırmışlar) ve bu simülasyonları grafiksel olarak vermişlerdir. Örneğin çalışılan bölgedeki su sıcaklığındaki azalma, hava sıcaklığı dağılımı gibi. Ayrıca bağımsız değişkenlerin (maksimum su sıcaklığı farkı- T max, su-hava debisi oranı-. m s. / m, yaş termometre sıcaklığı-t h yt, ortalama su damlası çapı- D nin) sistem verimliliği üzerindeki etkisini grafiklerle göstermişlerdir. Sonuç olarak, Hidrosolar Çatı sistemi ile klasik mekanik çekişli soğutma kulelerinin arasındaki önemli farklılıkları ortaya koymuşlar ve bu yeni sistem için verim ifadesini η = 4, H D 1,325. m m s. h 0,0174 T g T T yt 0,1777 T T yt 0,6652 (2.30) ile vermişlerdir. Burada H damlaların düştüğü yükseklik, D ortalama damla çapı,. m s. / m h su-hava debisi oranı, T g su giriş sıcaklığı, T yt yaş termometre sıcaklığı, T ise sürekli fazdaki ortam sıcaklığıdır. Fisenko ve Petruchik (2005), yaptıkları çalışmada değişen atmosferik şartlar için, mekanik çekişli bir soğutma kulesinin kontrol sistemi için matematiksel bir model geliştirmişlerdir. Bu model su filmi ile türbülanslı nemli hava akışı arasındaki ısı ve kütle transferini içermektedir. Soğutma kulesinin çeşitli rejimlerdeki performanslarını karşılaştırmışlar ve bir optimizasyon metodu önermişlerdir. Öncelikle buharlaştırmalı soğutmanın matematiksel modelini vermişler, film kalınlığının, su filmi sıcaklığının, nemli havanın sıcaklığının ve hava içindeki su buharı miktarının yüksekliğe bağlı olarak değişimini diferansiyel denklemlerle ifade etmişlerdir. Burada diferansiyel denklemlerin çözümünde, dördüncü dereceden Runge- Kutta metodunu kullanmışlardır. Soğutma kulesi için kullanılan kontrol sistemi ise, fazla soğutma gerekmediğinde fan ve sprey (püskürtücü) sistemini

35 23 kontrol eden bir sistemdir. Sonuç olarak değişen atmosfer şartlarına göre soğutma kulesi performans optimizasyonu problemi çözülerek, kontrol sisteminin kullanımının fazla soğutma gerekmediği durumlarda enerji tüketimini ve buharlaşan su miktarını azalttığını görmüşlerdir. Naphon (2005), yaptığı çalışmada bir soğutma kulesinin hem deneysel hem de teorik olarak ısı transfer karakteristiklerini araştırmıştır. Çalışmasında kullandığı deney setinde, sekiz tabaka plastik levha içeren bir dolgu kolonu kullanmıştır. Su ve havayı, çalışma akışkanları olarak kullanmış ve su-hava kütle akış oranlarını 0,01 ve 0,07 kg/s ile 0,04 ve 0,08 kg/s arasında sırayla değiştirmiştir. Çalışmada içeri giren hava sıcaklığı 23 ºC ve su sıcaklıkları ºC arasındadır. Soğutma kulesi ısı transfer karakteristiklerinin belirlenmesinde tekrarlamamalı metot kullanılarak matematiksel model oluşturulmuştur. Ölçülen değerler ve tahmin edilen sonuçlar arasındaki karşılaştırmada makul bir yakınlık olduğu görülmüştür. Naphon yaptığı çalışmada deneysel amaçlı, mekanik çekişli, plastik dolgu malzemeli bir buharlaştırmalı soğutma kulesi kullanarak, termokupullarla su sıcaklıklarını, hava sıcaklıklarını ve hava hızını ölçmüştür. Matematiksel modellemede ise enerji denge denklemlerini yazarak tekrarlamalı teknikle su ve havanın sıcaklık ve nem miktarı dağılımlarını kule boyunca hesaplamıştır. Bulduğu sonuçları sıcaklık-debi diyagramları ve basınç düşümü-debi (hava) diyagramları olarak vermiştir. Ayrıca hesaplanan ve ölçülen su ve hava çıkış sıcaklıkları da grafiklerle karşılaştırılarak, aradaki hata payı yüzde olarak ifade edilmiştir. Sonuç olarak hesaplanan değer ve ölçülen değerler arasında yapılan karşılaştırma sonucunda, bu değerler arasında makul bir yakınlık olduğu ve matematiksel metodun doğruluğu belirtilmiştir. Kloppers ve Kröger (2005), yaptıkları çalışmada Lewis faktörünün soğutma kulelerindeki ısı ve kütle transfer analizi uygulamalarının gelişimini ve tarihçesini tartışmışlardır. Çalışmalarında Lewis faktörü ile Lewis sayısı arasındaki ilişkiyi de araştırmışlardır. Soğutma kulesi performansının hesaplanmasında Lewis faktörünün de etkisi de araştırılmıştır. Evaporatif soğutmada Poppe ısı ve kütle transfer analizleri de, Lewis faktörü göz önünde bulundurularak açıkça belirlenmiştir. Lewis faktörünün aynı tanım veya değerinin, dolgu test analizlerinde ve soğutma kulesi

36 24 performans analizlerinde kullanıldığında, su çıkış sıcaklığının hassas olarak tahmin edilebileceğini bulmuşlardır. Bununla birlikte buharlaşan su miktarı Lewis faktörünün gerçek değerinin bir fonksiyonu olduğunu, eğer giriş ortam sıcaklığı bağıl olarak yüksekse, Lewis faktörünün kule performansı üzerinde etkisinin azalacağını belirtmişlerdir. Yapılan bu çalışmada Lewis faktörü ve Lewis sayısı arasındaki ilişki denklemlerle belirlenmiş, Haszler, Bourillot, Grange ve Merkel in daha önce yaptıkları çalışmalardaki kullanılan Lewis faktörü değerlerinin hangisinin daha hassas olduğunu araştırmışlardır. Kloppers ve Kröger, ayrıca bir soğutma kulesinin performansının değerlendirilmesinde Lewis faktörünün atılan ısı oranı, su çıkış sıcaklığı, su buharlaşma oranı ve hava çıkış sıcaklığına olan etkisini araştırmış ve bunu grafiklerle belirtmişlerdir. Sonuç olarak, eğer giriş ortam havası sıcaklığı bağıl olarak yüksek ve nemli ise Lewis faktörünün performans değerlendirmesi üzerindeki etkisi azalmaktadır. Artan Lewis faktörü değerleri için dışarı atılan ısı miktarı oranı artmakta, su çıkış sıcaklığı azalmakta ve buharlaşan su oranı düşmektedir Sis Oluşumu ile İlgili Çalışmalar Kunduz (1991), yaptığı teorik çalışmada, soğutma kulelerinde, doymuş hava özgül neminin, havanın özgül neminden büyük olduğu durumlarda sislenmenin olmadığını, küçük olduğu durumlarda ise sislenme olduğunu belirtmiş ve kule yüksekliği boyunca sislenme oluşumu ile ilgili örnek bir çözüm yapmıştır. Çözüm sonucunda elde edilen değerleri bir tablo halinde sunmuştur. Sonuç olarak bir soğutma kulesinde sis oluşumunun, kule dolgu yüksekliğine, meteorolojik şartlara, suyun kuleye giriş sıcaklığına, su ve hava debilerine bağlı olduğunu belirtmiştir. Brouwers (1992), yaptığı çalışmada paralel iki levha arasında akan bir su-buhar karışımının akışını incelemişler ve bir film modelini ele alarak, ikili karışımdan olan ısı ve kütle transferini incelemişlerdir. Çalışmalarında kanal boyunca oluşan doyma bölgesi ve sislenme oluşum şartı bölgesini belirlemişler ve bunun kendi belirledikleri değiştirilmiş Lewis sayısı ile olan ilişkilerini belirtmişlerdir. Ancak bu çözümleme soğutma kulesi ya da buharlaştırmalı soğutucu çözüm yaklaşımları ile ilgili değildir.

37 25 3. MATERYAL ve METOD Materyal Buharlaştırmalı sistemlerden olan mekanik çekişli karşıt akışlı buharlaştırmalı soğutucularda, akışkanın soğutulduğu serpantin ile su girişi olan püskürtücüler (fıskiyeler) arasında kalan bölgedeki ısı ve kütle transfer mekanizmaları bu çalışmanın konusunu oluşturmaktadır. Bu bölgede borulardan gelen su, püskürtücülerden belirli bir hızla ve açıyla serpantin borular üzerine akışkanı soğutmak amacıyla püskürtülmektedir. Deneysel çalışma için, buharlaştırmalı bir soğutucu imal edilerek kullanılmıştır. Deney düzeneği Süleyman Demirel Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi laboratuarında imal edilmiş ve deneyler burada yapılmıştır. Deney yapılan yerin rakımı 1050 dir. Bu buharlaştırmalı sistem, 40 cm x 40 cm kesit alanına ve 260 cm yüksekliğe sahiptir. Alt kısımda, püskürtücülerden çıkan ve serpantinleri ıslatarak aşağıya akan suyun toplandığı bir toplama havuzu bulunmaktadır. Sistemde su sirkülasyonu iki adet santrifüj pompa tarafından sağlanmaktadır. Sistemde kullanılan serpantinler, saptırmalı olarak, 12 dizi olacak şekilde borulardan imal edilmiştir. Üst kısımda, sistemden çıkan havanın sürüklediği damlaların dışarı çıkışını engellemek için bir damla tutucu konmuştur. Hava akışı ise bir adet santrifüj (radyal) fan ile bir kanaldan sağlanmıştır. Sistemdeki püskürtülen suyun eşit şekilde dağıtılması ve serpantinlerin homojen bir şekilde ıslatılması için, deney düzeneğinde kullanılan püskürtücü, serpantinlerin üzerinde hiç kuru yer kalmayacak şekilde ıslatma yapabilmesi için tam merkeze yerleştirilmiştir. Şekil 3.1. de gösterilen deneysel düzenekte, buharlaştırmalı yoğuşturucunun üç tarafı ve su toplama havuzu sac levhalar ile oluşturulmuştur. Bu levhaların iç yüzeyleri pas oluşumunu engellemek amacıyla korozyon önleyici boya ile boyanmıştır. Yoğuşturucunun ön kısmı ise 5 mm kalınlığında saydam pleksiglastan, sökülebilir ve takılabilir bir levha ile kapatılmıştır. Böylece deneysel çalışma esnasında sistem içerisindeki su ve hava akışı ve diğer sistem elemanlarının çalışması

38 26 gözetlenebilmekte, herhangi bir aksaklık durumunda elemanlara müdahale edebilmek ve ayarları yapabilmek için pleksiglas kapak kolaylıkla açılıp kapatılabilmektedir. Düzeneğin sac levhalardan imal edilmiş kısımları dıştan 3 cm kalınlığındaki polistren köpük ve cam yünü malzemesiyle ısıya karşı yalıtılmıştır. Aynı şekilde sisteme giren ve sistemden çıkan su sirkülâsyonunu sağlayan borular da, boru ısı yalıtım malzemesiyle kaplanarak ısıya karşı yalıtılmıştır. Şekil 3.1. de gösterilen deney düzeneğinde, alt kısımda 3 no lu su havuzunda toplanan su, 4 ve 5 no lu pompalar vasıtasıyla, 8 no lu ısıtıcı üniteye yani kazana basılmaktadır. Pompaların debisinin fazla veya az olması durumunda 6 no lu su debisi ayarlama (by-pass) vanası kullanılarak, debi ayarı yapılmaktadır. Su debisi miktarı 9 no lu debimetreden gözlenmektedir. Ayrıca kazandan çıkan su sıcaklığının istenilenden yüksek olması durumunda, 7 no lu su sıcaklık ayar vanası kullanılarak, pompalardan çıkan su, kazan suyu ile karıştırılarak istenilen sıcaklık sağlanmaktadır. İstenilen sıcaklık derecesine ulaşan su, 1 no lu püskürtücüden püskürtülerek, 2 no lu boru demetlerinin üzerinden akarak, alt kısımda su toplama havuzunda birikmekte ve çevrim bu şekilde sürmektedir. Hava ise 15 no lu radyal fan vasıtasıyla sisteme girmektedir. Çekilen hava deney düzeneğinin bulunduğu ortamdan dış ortama verilmekte, böylece sistemden çıkan özellikleri değişmiş havanın tekrar sisteme girmesi engellenmektedir. Sisteme giren havanın hızı, bir radyal fan ve fan devrini kontrol eden frekans konvertörü yardımıyla dört farklı değer olarak sağlanmıştır. Frekans konvertörü ile frekans değiştirilerek fanın devri kontrol edilmekte ve devrin değişmesi ile hava hızı 2 ila 3,5 m/s arasında değişmektedir. Özetle motor devri frekans konvertörü tarafından değiştirilerek farklı hava hızı değerleri elde edilmiştir.

39 Termostat 8 T istenen Şekil 3.1. Şematik olarak deney düzeneğinin gösterimi. 1) Su püskürtücüsü 2) Boru demetleri 3) Su toplayıcısı 4 ve 5) Su besleme pompaları 6) Su debisi ayarlama (by-pass) vanası 7) Su sıcaklık ayarı (by-pass) vanası 8)Isıtıcı ünite (Kazan) 9) Debimetre 10)Veri okuyucu ve kaydedici cihaz(data logger) 11)Sıcaklık ve nem ölçüm probları 12) Anemometre 13) Damla tutucu 14) Radyal fan(hava nemi ölçümü için) 15) Radyal fan(besleme havası için) 16) Frekans konvertörü Motorun devri dakikada 2450 dir. Sisteme fanla verilen havayla birlikte sürüklenen su damlalarının dışarı çıkışı 13 no lu damla tutucular ile engellemektedir. Böylece suyun sürüklenip dışarı atılarak kaybının önüne geçilmektedir.

40 Radyal Fan ve Hava Hızı Ayar Sistemi (Frekans Konvertörü) Şekil 3.2. de deneysel düzenekte kullanılan radyal fan ve frekans konvertörü görülmektedir. Fanın istenilen devirde dönerek sistem içerisinde gerekli hava hızını sağlaması, frekans konvertörünün üzerindeki frekans arttırma ve azaltma butonları ile sağlanmaktadır. Frekans konvertörünün hassasiyeti 0,1 Hz dir. Şekil 3.2. Radyal fan ve frekans konvertörü Püskürtücü Şekil 3.1. de, 1 no ile gösterilen su püskürtücüsü dolu koni şeklinde püskürtme yapan bir püskürtücüdür. Bu püskürtücü, soğutma kuleleri için özel imal edilmiş (FullJet Nozzle, Brass) tipindeki püskürtücüdür (Spraying Systems, 2003). Bu püskürtücünün tercih edilmesinin sebebi üretici firma tarafından püskürtme açılarının ve debi değerlerinin verilmesidir. Bu püskürtücü 0,5 ila 6 bar arasında, 68 ila 75 lik püskürtme açısına sahiptir. Deney düzeneğinde püskürtme basıncı yaklaşık olarak 1,5 bar ile 2,4 bar arasında ölçülmüştür, böylece seçilen püskürtücü hem ölçülen püskürtme basınçlarına uygundur hem de doğru yerleştirilmeleri ile serpantin boruları homojen olarak ıslatabileceklerdir. Şekil 3.3. de ise püskürtücü görülmektedir. Sol tarafta püskürtücünün fotoğrafik olarak suyu püskürttüğü ve

41 29 doldurduğu alan, sağda ise püskürtücü kataloğundan alınan şematik çizim görülmektedir. Şekil 3.3. Püskürtücünün şematik görünümleri (Spraying Systems,2003). Şekil 3.4. de ise çalışmada deney düzeneğine bağlanmış olan püskürtücünün suyu serpantin borulara püskürtmekte iken, üstten çekilmiş fotoğrafı bulunmaktadır. Şekil 3.4. Püskürtücünün deney düzeneğine bağlanmış hali.

42 30 Boru dizilerinin homojen ıslanmasını sağlayabilmek için, ıslatılacak alanın tam merkez kısmına gelecek şekilde püskürtücü yerleştirilmiş, böylece serpantinlerin üst kısmında her bölgenin ıslanması sağlanmıştır. Püskürtücüyü kazandan gelen bir boru bağlantısı beslemektedir. Şekil 3.5. de su püskürtücüsünün yerleşim biçimi şematik olarak görülmektedir. Şekil 3.5. Su püskürtücüsünün yerleşim biçimi Debimetre (Debi ölçer) Sisteme girişte su debisini ölçmek için 2 bağlantı çapına sahip bir debi ölçer kullanılmıştır. Bu debi ölçer sistemin alt kısmından pompalar ile püskürtücüler arasındaki hat üzerine bağlanmıştır. Su debimetreye alt kısımdan girmektedir. Debimetrenin içerisindeki ölçüm şamandırası yükselerek suyun debisi, debimetre üzerinde bulunan ölçüm kısmından okunabilmektedir. Su üst kısımdan debimetreyi terk etmektedir. Şekil 3.6. da debimetrenin deney düzeneğine bağlanmış durumdaki fotoğrafı görülmektedir.

43 31 Şekil 3.6. Debimetre (debi ölçer). Sistemdeki su debisi de dört farklı değerde sağlanmıştır. Bu değerler 3, 2,5, 2 ve 1,5 kg/m 2 s dir. Su debisi ölçümünde kullanılan Şekil 3.6. da görülen debimetrenin (debi ölçerin) hassasiyeti, yaklaşık 30 o C su sıcaklığı için % 0,7 dir Debimetrede ölçümün hassas yapılabilmesi için, debimetre öncesinde akışın gelişmesini sağlamak amacıyla düz boru bağlantısı yapılmıştır Veri Okuyucu ve Kaydedici Ölçüm Cihazı (Data Logger) Deney düzeneğinden su sıcaklığı, hava hızı, havanın kuru termometre sıcaklığı ve havanın özgül nem veya bağıl nem değerleri ölçülmüştür. Bu ölçümü yapmak için Testo firmasına ait Testo 350 M/XL Testo 454 veri okuyucu ve kaydedici cihaz kullanılmıştır. Veri okuyucu ve kaydedici ölçüm cihazına bağlanan, Şekil 3.1. de 12 no ile gösterilen hava hızı ölçümü yani anemometre probu ile deney düzeneğinde yukarı doğru akmakta olan hava hızı ölçülmüştür. Anemometre probunun ölçüm hassasiyeti ± 0,1 m/s dir. Deney düzeneğinde serpantin ile püskürtücüler arasında kalan kısımda

44 32 su sıcaklığını ölçmek için, Şekil 3.1. de 11 no ile gösterilen K tipi termokupul ölçüm elemanları yerleştirilmiştir. Çeşitli mesafelerde su sıcaklık değerleri ölçülmüştür. Hava kuru termometre sıcaklığı ve hava özgül nemi veya bağıl nemi değerleri de yine aynı seviyelerde nem ve sıcaklık sensörü ile ölçülmüştür. Nem sensörünün hassasiyeti ± % 1 (bağıl nem)dir. Ayrıca bu cihazın atmosfer basıncı da standart değeri sağlamakla birlikte, bu değer deneysel çalışmanın yapıldığı yer olan Isparta nın rakımına bağlı olarak 90 kpa olarak kalibre edilmiştir. Bu cihaz Şekil 3.7. de görülmektedir. Şekil 3.7. Veri okuyucu ve kaydedici ölçüm cihazı. Buharlaştırmalı sistem içerisinde incelenen kısım, püskürtücülerle serpantin arasında kalan bölge olduğu için, sağlıklı bir biçimde nem ölçümü yapmak zordur. Bunun için, deney düzeneği içerisindeki su ve havanın karşılıklı akışından, Şekil 3.1. de 14 no ile gösterilen bir radyal fan ile numune hava alınmıştır. Çünkü nem ölçen hissedici uçlar (sensörler) akış içerisine doğrudan yerleştirildiklerinde su tarafından ıslatılmaktadır. Bu durumda ölçümlerde büyük sapmalar olmakta ve veri okuyucu cihaz hata vermektedir. Bunu önlemek için, sistem içerisinden alınan numune hava akımından nem ve sıcaklık değerleri ölçülmüştür. Literatürde bir kule içerisinde

45 33 numune hava alınarak yapılan ölçümler bulunmaktadır ve referans olarak alınmıştır (Zalewski vd.,2000). Bu ölçümü yapan nem sensörü Şekil 3.8. de görülmektedir. Şekil 3.8. Nem sensörü ile numune havanın neminin ölçülmesi. Burada içeriden bir radyal fan yardımıyla alınan numune hava, bir küçük kanaldan geçirilmekte, kanaldan geçen havanın nemi ve sıcaklığı, Şekil 3.8. de görülen nem ve sıcaklık sensörü yardımıyla veri okuyucu cihazdan gözlenmektedir. Kanal içerisinde numune hava hızı ölçülmüştür. Ortalama 2,5 m/s hız elde edilmektedir. Numune hava alınan kanalın uzunluğu da yaklaşık 2,5 m dir. Dolayısıyla numune hava 1 saniye gibi gecikme ile sensöre ulaşmaktadır Su Besleme Pompaları Sistemde kullanılan su, alt kısımdaki su toplayıcısında toplanmaktadır. Bu suyun önce kazana, oradan da su püskürtücüsüne ulaşması için, 2 adet 0,37 kw lık pompa kullanılmıştır. Bu pompalar Şekil 3.9. da görülmektedir.

46 34 Şekil 3.9. Su besleme pompaları Isıtıcı Ünite (Kazan) Sisteme gönderilen suyu ısıtmak için Termodinamik Euromat 1800 marka, sıvı yakıtlı kcal/h lik, döküm bir kazan kullanılmıştır. Bu kazanla püskürtücüden çıkan suyun sıcaklığı ºC civarında tutulmuştur. Şekil 3.10 da bu kazan görülmektedir. Şekil Isıtıcı ünite (kazan).

47 Metot Deneysel düzenekte, püskürtücü ile serpantin arasındaki bölgeden ölçüm sonucunda bulunan deneysel verilerin değerlendirilmesinde kullanılan yöntemler bu çalışmada izlenen metodu oluşturmaktadır Buharlaştırmalı Sistemler Çalışmamızın materyalini oluşturan deneysel düzenek, bir buharlaştırmalı soğutucu veya soğutucu düzeneğidir. Ancak incelediğimiz bölge, bir nevi dolgusuz soğutma kulesi olarak düşünülerek, sistemimiz için bir yaklaşımda bulunulabilir. Şekil de bir buharlaştırmalı yoğuşturucu için sıcaklık diyagramı görülmektedir. Şekil Buharlaştırmalı bir yoğuşturucu için sıcaklık diyagramı (Ashrae,1996).

48 36 Şekilde boru demeti üstü ile hava çıkışı arasına bakıldığında su giriş sıcaklığı ile havanın yaş termometre sıcaklığı değerlerinin çok az değiştiği görülmektedir, yani aradaki fark çok azdır. Bu bölge aynı zamanda çalışmamızda ele alınan serpantin çıkışı ile su girişi (püskürtücüler) arasındaki bölgedir. Bu bölge dolgusuz bir soğutma kulesi tarzında düşünülebilir. Isı transferi ve kütle transferi alanları sadece damlalardan meydana gelmektedir. Bu bölgede dolgu malzemesi olsaydı, ısı transferinin daha fazla olduğu görülürdü. Buradaki amaç suyu homojen bir şekilde dağıtmaktır. Leidenfrost ve Korenic (1982), buharlaştırmalı yoğuşturucuların ısı transfer performansını, boru demeti de dahil olmak üzere iç şartlarla beraber analiz etmişlerdir. Boru demeti boyunca ve sistem içinde, su ve havanın durumundaki değişimler bir boyutlu kararlı durum analizi ve sonlu elemanlar metodunu hesaplamalarında kullanmışlardır. Buharlaştırmalı soğutucularda pompa, suyu sistemin alt kısmında bulunan su toplayıcısından alarak su dağıtıcı sisteme taşır. Su bir fan tarafından çekilen hava içerisine doğru akar ve su boru demetlerini yalayarak tekrar havuza döner. Su dağıtım sistemleri boru demeti yüzeyinin tamamını, sürekli ve tamamen ıslatmak için dizayn edilmiştir. Bu boru demetleri üzerinden cebri hava akışı sağlanır. Bu sayede püskürtülen suyun bir kısmı buharlaştırılır. Buharlaşan su miktarının toplam su debisi içindeki oranı yaklaşık olarak % 2 dir (Altınışık ve Işık, 1993). Bu buharlaşma boru demetlerinden yüksek oranda ısı transferini sağlayacaktır ve ıslak yüzeylerde sıklıkla görülen aşırı kireçlenmeyi, boruların üzerinde suyun fazla kalmadan buharlaşması dolayısıyla önleyecektir. Bu kireçlenme istenmeyen bir durumdur, çünkü yoğuşma sıcaklığını arttırma eğiliminde olan kireçlenme, ısı transfer verimini azaltacaktır. Su toplama havuzunda, buharlaşma ve hava sürüklenmesi ile meydana gelen su kaybı, sistemin alt tarafındaki tipik şamandıralı veya selonoid valf vasıtasıyla su toplayıcısından karşılanır (Ashrae,1996).

49 37 Çoğu buharlaştırmalı soğutucuda havayı alttan üfleyen veya üstten çeken bir fan veya fanlar bulunur. Tipik olarak radyal veya eksenel fanlar kullanılır ki, bu fanlar ihtiyaç duyulan basınç ihtiyacı, izin verilen ses seviyeleri ve enerji ihtiyacına göre seçilir. Damla tutucular, hava akımı ile sürüklenen nemi tutarlar. Bu tutucular, dışarı atılan havadan çok miktarda suyu ayırırken, bir kısmı yine de dışarı atılır. (Ashrae,1996).

50 Su ve Hava Arasındaki Isı ve Kütle Transferi İçin Model Bir buharlaştırmalı soğutucuda üst taraftan akan su damlaları ve hava arasındaki ısı ve kütle transferi eş zamanlı olarak gerçekleşmektedir. Ayrıca bu iki akış arasında oluşan toplam ısı transferi, duyulur ve gizli ısı transferi toplamıdır. Duyulur ısı transferi, su damlaları ve hava arasındaki sıcaklık farkı sebebi ile gerçekleşmektedir. Ara yüzey olarak tanımlanan ve su damlaları yüzeyi üzerinde bulunan bölgede nem açısından doygun bir hava katmanı oluşmaktadır. Buradaki su buharının kısmi basıncı, serbest hava akımı içerisindeki su buharının kısmi buhar basıncından büyüktür. Bu sebepten kütle transferi gerçekleşir. Böylece, su damlasından buharlaşarak havaya transfer olan su buharı sebebi ile gizli ısı transferi oluşur. Gizli ısı transferi, buharlaştırmalı soğutucular ve soğutma kuleleri gibi buharlaştırmalı sistemlerde, toplam ısı transferi içerisinde duyulur ısı transferinden daha fazla pay sahibidir. Buharlaştırmalı bu tür sistemlerde elde edilebilecek en düşük su sıcaklığı, sisteme giren havanın yaş termometre sıcaklığından daha düşük olamaz. Şekil Üst bölgede duyulur ısı transferi. Bayboz (1996), buharlaştırmalı soğutucularda su ile hava arasındaki ısı transferinin, püskürtücülerin olduğu sistemin üst bölgesinde ve serpantin borulardan sonraki sistemin alt bölgesinde değişik yönlerde olabileceğini vurgulamıştır. Buharlaştırmalı soğutucunun üst bölgesinde, püskürtülen suyun sıcaklığı havanın kuru termometre sıcaklığından yüksektir. Duyulur ısı transferi sudan havaya doğru gerçekleşmektedir. Buharlaştırmalı soğutucuların üst bölgesinde, Şekil de görüldüğü gibi duyulur ısı transferi sudan ara yüzeye ve ara yüzeyden havaya doğru gerçekleşir. Alt kısımda

51 39 ise su sıcaklığı havanın kuru termometre sıcaklığında daha düşük olabilir. Bu durumda ise alt bölgede ısı transferinin yönünün değişmesi söz konusudur. Su damlasından havaya olan ısı ve kütle transferi modeli için Şekil 3.13 e bakılırsa, su damlası ile hava arasındaki sıcaklık farkı sebebi ile duyulur ısı transferi gerçekleşmektedir. Duyulur ısı transferi sudan ara yüzeye ve ara yüzeyden havaya olmaktadır. Su damla yüzeyi üzerinde oluşan ve ara yüzey olarak tanımlanan bölgede nem açısından doygun bir hava katmanı oluşmaktadır. Buradaki su buharının kısmi basıncı, serbest hava akımı içerisindeki su buharının kısmi buhar basıncından büyüktür. Bu sebepten kütle transferi gerçekleşir. Böylece, su damlasından buharlaşarak havaya transfer olan su buharı sebebi ile gizli ısı transferi oluşur. Şekil 3.13 de alınan modelin kontrol hacmi Şekil 3.14 de daha detaylı olarak görülebilir. Şekil Su damlasından havaya olan ısı transferinin modellenmesi. Literatürdeki çalışmalar ışığında, su damlaları ve hava arasındaki ısı ve kütle transferini matematiksel olarak modellemek için bazı kabuller yapılmıştır. Bunlar şu şekilde sıralanabilir; 1)İncelenen bölge boyunca ısı transferi ve kütle transferi katsayıları ortalama katsayılar olarak alınmıştır. 2)Sistem sürekli rejimdedir. 3)Buharlaştırmalı soğutucu duvarlarından atmosfere olan ısı transferi ihmal edilebilir bir büyüklüktür.

52 40 4) Isı transferi ve kütle transferi yalnızca akışlara dik doğrultuda gerçekleşmektedir. 5)Çalışma bölgesinin her seviyesinde üniform sıcaklık dağılımı vardır. 6)Suyun özgül ısısı ve havanın özgül ısısının sıcaklıkla değişimi diferansiyel denklemlerin türetilmesinde ihmal edilmiştir. Bu denklemlerin çözüm aşamasında ise değişim dikkate alınmıştır. 7)Isı transferi ve kütle transferi aynı ara yüzey alanında gerçekleşmektedir. 8) Çalışılan bölgede püskürtücülerden çıkan su damlaları çok küçük olduğundan su ile hava arasındaki ara yüzey sıcaklığı, su sıcaklığına eşit olarak alınmıştır. 9) Suyun incelenen bölgede homojen olarak dağıldığı kabul edilmektedir. Literatürde yapılan çalışmaların çoğunluğunda su ile hava arasındaki ısı ve kütle transferi mekanizmasının incelenmesi ve çözümlenebilmesi için çok daha fazla kabul yapılmıştır. Örneğin Merkel metodu kullanılarak yapılan çalışmalarda, Lewis sayısı Le = 1 olarak alınmış, buharlaşma sebebi ile su debisinin değişimi ihmal edilmiştir. Çalışma bölgesindeki ısı ve kütle transfer mekanizmaları, Şekil de gösterilen şu kontrol hacmi ile açıklanabilir. Şekil Su ile hava arasındaki ısı ve kütle transferinin kontrol hacimlerindeki gösterimi.

53 41 Şekil de gösterilen kontrol hacmine göre kütle denge denklemi yazılırsa; dm& s = m& h dx (3.3) denklemi bulunur. Buharlaşmadan dolayı df yüzeyli soğutma suyu yüzeyinden hava hacmine giren su buharı kütlesi için, dm& s = σ( xs x)df (3.4) yazılabilir. (3.3) ve (3.4) ifadelerinden, m& h dx =σ( xs x)df (3.5) ifadesi elde edilir.. Burada x d, havanın T d yani su yüzeyi sıcaklığındaki doyma özgül nem değeridir ve denklem (3.7) ve (3.8) yardımıyla hesaplanabilir (Kunduz, 1992). xd Pd 0,622 Patm Pd = (3.7) olur. Burada su yüzey sıcaklığı, su sıcaklığına eşit kabul edildiğinden, s indisi aynı zamanda doyma durumunu simgelemektedir. 7,5 TS 237,5+ T + 2,7859 S P = 10 (3.8) s Bu ifade, suyun T s sıcaklığındaki buhar basıncıdır ve Tetens ilişkisi olarak adlandırılır.

54 42 Su ve hava arasında ısı ve kütle transferinin gerçekleştiği birim ara yüzey alanı df ile gösterilir. Bu alan (3.4) no lu denklemde kullanılmış ve Şekil 3.14 deki kontrol hacminde gösterilmiştir. Bu alan şöyle tanımlanabilir; F = A La (3.9) Burada, L (m), çalışılan bölge yüksekliği, yani püskürtücü ile serpantin arasındaki mesafe, A (m 2 ) buharlaştırmalı soğutucu enine kesit alanı ve a (m 2 /m 3 ) ise su damlalarından oluşan 1 m 3 lük hacimdeki ısı transfer yüzeyi olarak ifade edilebilir. Eğer A = 1 m 2 olarak seçilirse df ifadesini şöyle yazabilmek mümkündür: df = a dl (3.10) Şekil deki su-hava kontrol hacminde, enerji denge denklemi yazılacak olursa; m & s hs ( m& s hs ) m& s hs = m& h ( h h + dh h ) m& h h h + d (3.11) bulunur. Bu ifade düzenlenerek, m & dh + dm& h = m& dh (3.12) s s s s h h ifadesi elde edilir. Şekil de görülen su kontrol hacmi için enerji denge denklemi yazılacak olunursa; m& s dh [ α ( T T ) + σ ( x x)( h h )]df s = s h s fg + s (3.13) elde edilir.

55 43 Burada h fg suyun T s sıcaklığındaki buharlaşma gizli ısısıdır. (3.13) ifadesindeki h s terimine literatürde dikkat edilmemektedir. (3.13) ve (3.5) ifadeleri birlikte düzenlenir ve gerekli sadeleştirmeler yapılırsa; dh dx h αs σ ( Ts Th ) + hs, b ( x x) = (3.14) s ifadesi elde edilir. Burada h s,b = h f,g + h s dir. h h terimi nemli havanın entalpisini ifade etmektedir. Nemli havanın entalpisi, h h cp Th + x hfg,0 = (3.15) eşitliği ile hesaplanabilir. Bu ifadenin türevi alınarak, dh h = cp dth + hfg, 0dx (3.16) ifadesi bulunur. Bu eşitlikteki c p nemli havanın sabit basınçtaki özgül ısısı olup (3.17) eşitliği ile hesaplanır. c = c c x (3.17) p p,h + b (3.15), (3.4) ve (3.14) ifadeleri tekrar düzenlenip, gerekli sadeleştirmeler yapılırsa dth = ( Ts Th ) [ α + σ( x x) c ] m& h cp h s b (3.18) eşitliği bulunur.

56 44 Sistemdeki, yani buharlaştırmalı soğutucudaki, su ile hava arasında gerçekleşen eş zamanlı ısı ve kütle transferi problemlerinin çözümünde, Lewis faktörü olarak bilinen boyutsuz bir sayı kullanılır. Lewis faktörü Bosnjakovic (1965) tarafından; σc p Le = (3.19) αh şeklinde tanımlanmıştır. Bu sayı tanımı ile, (3.4), (3.5), (3.13) ve (3.18) ifadelerinde Le sayısı gerekli yerlere konarak diferansiyellerin dl terimine göre değişimleri aşağıdaki gibi elde edilir. dm& s dl α a Le = (xs x) cp (3.20) dx dl α a Le = ( xs x) (3.21) c m p h dt s dl 1 α a α a ( T T ) + Le( x x)( h h ) = s h s s,b s ms cs cp (3.22) dth dl ( T T ) α a Le s h 1 cb = + ( xs x) cp mh Le cp (3.23) Bu denklemler, Şekil de gösterilen diferansiyel kontrol hacminde dl mesafesi boyunca, sırasıyla buharlaşan su kütlesi sebebi ile su debisindeki değişimi, serbest hava akımının özgül nem değerinin değişimini, su sıcaklığının değişimini ve hava sıcaklığının değişimini ifade etmektedir Sistemdeki Su ve Hava Akışının İncelenmesi Materyal bölümünde de bahsedildiği gibi, bir pompa grubuyla beslenmekte olan bir adet püskürtücüden çalışılan bölgeye su girmekte, su serpantin borularını hiç kuru yer kalmayacak şekilde ıslatmakta ve aşağıya akarak havuzda toplanmaktadır.

57 45 Deneysel çalışma için sistemdeki su akısı da dört farklı değerde sağlanmıştır. Bu değerler 3,5, 3, 2,5 ve 2 kg/m 2 s dir. Basitçe bir yaklaşım yapılacak olursa debi;. m = ρ.ap.v (3.24) formülü ile verilmektedir. Burada, ṁ (kg/s) debiyi, ρ suyun yoğunluğunu (kg/m3 ), A p (m 2 ) suyun püskürtücü çıkışındaki kesitini, V ise (m/s) suyun hızını göstermektedir. Eğer, ilk debi değeri olan 3,5 kg/m 2 s (0,56 kg/s) değerini, suyun yoğunluğunu (998 kg/m 3 ), 11 mm çıkış çapına sahip püskürtücünün çıkış kesitini kullanarak bir hesap yapılırsa, püskürtücü için hız değeri 5,91 m/s bulunur. Bu değer, püskürtücüden çıkış hızının yüksek olduğunu gösterir. Deneysel çalışmada kullanılan debi değerlerine karşılık gelen püskürtücü çıkış hızları Şekil de verilmiştir. 6,5 Hız (m/s) 6 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 2 Grup No:4 2,5 Grup No:3 3 Grup No:2 3,5 Grup No Su Akısı (kg/m s) Şekil Deneysel çalışmada kullanılan deney grup numaralarına göre akı ve püskürtücü çıkış hızı değerleri. Şekil de görüldüğü gibi kullanılan debi değerlerinde bir püskürtücü için en yüksek ilk çıkış hızı 5,91, en düşük hız ise 3,37 m/s olarak hesaplanmıştır. Bu da püskürtücüden çıkışta hızın yüksek olduğunu ve damlaların fan tarafından sürüklenme etkisiyle çok yukarı sürüklenemeyeceğini göstermektedir. Ancak serpantin yüzeyine çarpan damlalar sıçrama (splash) etkisi yapmakta ve bu sıçrayan

58 46 damlaların bir kısmı sürüklenebilmektedir. Şekil da su damlalarının durumu görülmektedir. Buharlaştırmalı soğutucuların serpantini ile püskürtücüler arasında kalan bölgedeki hava akımı için şunlar söylenebilir. Soğutucunun alt kısmından giren hava yukarıya doğru hareket ederken, önce serpantinden aşağı düşen su damlalarıyla karşılaşmakta, burada kısmen nemlenmekte, sonra serpantin borularının çevresinden akmaktadır. Serpantinler çok yoğun olduğu için, hava ters yönde akmakta olan sudan alabileceği maksimum nemi almaktadır. Bu soğutucudaki toplam boru yüzeyi alanı şu şekilde elde edilebilir. Soğutucuda her bir boru dizisinde 21 mm dış çaplı, 0,4 m uzunluğunda, 18 adet serpantin borusu, 12 adet serpantin dizisi bulunmaktadır. Şekil Çalışılan bölgede su damlalarının durumu. Soğutulmakta olan alan; A = (π x 0,021 x 0,4)x 18 x 12 = 5,7 m 2

59 47 olarak hesaplanabilir. Bu da su ile havanın temas yüzeyinin büyük olduğunu ve bu büyük yüzeyin havanın doygunlaşmasını sağladığı söylenebilir. Çalışma bölgesine giren hava, alt kısımda belli bir mesafeyi kat ettikten sonra, saptırmalı olarak yerleştirilmiş (üçgen dizilimli) yoğuşturucu serpantin boru dizilerinin arasından geçerler. Bu boru dizilerindeki ölçüler ve saptırma şekli Şekil de gösterilmiştir. Gösterilen ölçüler S L = 51 mm, S T = 41 mm, S D = 64,43 mm ve d = 21 mm dir. Dizilerdeki boruların boyu 400 mm dir. Serpantin boruları demir esaslıdır. Burada S Ti akışa dik düzlemde borular arasındaki mesafe, S Di ise akışa dik düzlemde saptırmalı borular arasındaki mesafedir. Şekil Hava akışı yönünde boru dizilimi ve ölçüler. Yine burada boru çapı d, boru eksenleri arasında akışa dik yönde uzaklık S T ve akışa paralel yöndeki uzaklık S L ile belirlenir. Burada akış için şu söylenebilir; ilk sıradaki birkaç boru bunu izleyen sıralardaki boruların ısı geçiş katsayısını da arttıran bir türbülans ızgarası olarak görülebilir (Incropera ve Dewitt, 2001). Boru demeti saptırmalı değil de düzgün sıralı ise, düzgün sıralı diziliş için V max akışa dik düzlem arasında Şekil de gösterilen S Ti aralığında oluşurdu, buna göre sıkıştırılamaz bir akışkanın korunumu ilkesinden,

60 48 V max ST = V (3.25) S d T olarak bulunur. Kaydırılmış yani saptırmalı dizilişler için, en yüksek hız, Şekil de gösterildiği gibi, ya akışa dik düzlem üzerindeki borular arasında (S Ti ), ya da saptırmalı borular arasındaki köşegen düzlemi üzerinde (S Di ) oluşur. Sıralar, 2(S D -d) < (S T -d) (3.26) olacak biçimde yerleştirilmişse maksimum hız S Di bölgesinde gerçekleşir. Bu durumda en yüksek hız ; V max ST = V (3.27) 2(S d) T şeklinde ifade edilir. V max, yani en yüksek hız S Ti de gerçekleşirse, denklem (3.25) kullanılabilir (Incropera ve Dewitt, 2001). Buharlaştırmalı soğutucudaki hava akışının Re sayısının bulunabilmesi için öncelikle hidrolik çap hesaplanmalıdır. Hidrolik çap; 4A D h = (3.28) P olarak ifade edilir. Sistem ebatları 0,4 m x 0,4 m olduğundan dolayı hidrolik çap yine 0,4 m olarak elde edilir. Bundan sonra sistemimiz için, akışta en yüksek hızın nerede olacağı kontrol edilirse denklem (3.26) da verilen şart sağlanmadığından en yüksek hız S Ti de oluşacaktır. Buna göre (3.25) no lu ifadeden V max hesaplanarak, sistemde kullanılan hızlar için, ortalama ortam sıcaklığında, Re D,max sayısı hesaplanırsa, en yüksek 3,61 x 10 5, en düşük ise 2,06 x 10 5 değerleri elde edilir. Halıcı ve Gündüz (2001) e göre boru dışındaki boruya dik akışta Re( D,max)kr > 10 5 ise akış

61 49 türbülanslıdır. Elde edilen değerlere göre ve bu ölçütten yola çıkılarak, akışın türbülanslı olduğu söylenebilir Sislenme Buharlaştırmalı sistemlerde (buharlaştırmalı yoğuşturucu, buharlaştırmalı soğutucu, soğutma kulesi vb.) sistemden dışarı atılan ılık hava genellikle doymuş olarak çıkar. Kesin çalışma şartları altında, sistemi çevreleyen ortam havası, sistemden dışarı atılan nemin tümünü absorbe edemez ve fazla yoğuşma sis olarak açığa çıkar. Sis aslında, su zerreciklerinden başka bir şey değildir. Sistemdeki sislenme, psikrometrik diyagramda sistem hava giriş şartları ile çıkış şartları arasında düz bir çizgi çizilerek tahmin edilebilir (Şekil 3.18). Doyma eğrisinin üzerindeki çapraz düz bir çizgi, sis oluşumunu gösterir. Doyma eğrisinin soluna düşen alanın büyümesi daha fazla sis demektir. Sis mevcudiyeti havanın içindeki nemin orijinal yoğunluğuna ve sisi dağıtan ortam havası içindeki mekanik ve konvektif karışımın derecesine bağlıdır (Ashrae,1996). Şekil Psikrometrik diyagram kullanılarak sisin bulunması (Ashrae,1996).

62 50 Sisin oluşması için havadaki su buharının doymuş hale gelmesi gerekir. Yoğunlaşma çekirdeklerinin üzerinde yoğunlaşmayla oluşan sis damlacıklarının büyüklükleri 1 µm'den 50 µm - 60 µm' ye kadar farklılıklar gösterir. Pozitif (+) sıcaklıklarda çoğu damlacıkların çapları 7 15 µm, negatif (-) sıcaklıklarda ise 2 5 µm arasında değişmektedir. Hafif siste damlacık sayısı 1cm³'te 'e yakındır, yoğun siste ise arasındadır. -20ºC sıcaklıkta sis genellikle soğumuş su damlacıklarından oluşur, daha düşük sıcaklıklarda ise buz kristallerine rastlanır. Sis durumunda havanın bağıl nemi %100'e yakındır, en sık da %95 ila %100 arasında olmaktadır. (Boğaziçi Üniversitesi-Kandilli Rasathanesi, 2006) Su sıcaklığı hava sıcaklığından yüksek olduğu sürece hava doymuş veya sisli olsa dahi sudan havaya mutlaka nem transferi olur. Bu, soğutma suyu ve havadaki su buharının kısmi basınçları arasındaki farktan ileri gelmektedir. Su sıcaklığında olan su buharı, içerisine transfer olduğu hava sıcaklığına dek soğuyarak yoğuşur. Soğurken veya yoğuşurken verdiği ısı hava sıcaklığını artırır (Kunduz,1992). Buharlaştırmalı soğutucularda sis meydana gelmediği durumlarda yapılan ısı ve kütle transferi hesaplamalarında, başlığında verilen (3.3) ve (3.23) ifadeleri arasındaki tüm denklemler kullanılabilir. Denklem (3.7) ile bulunan doymuş hava özgül nemi, havanın özgül neminden büyükse sislenme yoktur, küçükse sislenme vardır. Eğer sis görülüyorsa, yani hava neme doymuş ise, formüllerde havanın özgül nemi x in yerine, hava sıcaklığında doymuş değeri x dh alınmalıdır. Bu durumda havanın özgül nemi x t ile gösterilirse, havadaki sis yani su miktarı (x t -x dh ) olur. Buna göre nemli havanın entalpisi h h = (3.29) ch Th + xdh (hfg,0 + cbth ) + cs (x t xdh ) Th olur. Sislenme durumunda (3.20) no lu denklem dm& s dl α a Le = (xs xdh ) cp (3.30)

63 51 halini alırken, (3.21), (3.22) ve (3.23) no lu ifadeler sırasıyla dx dl α a Le = ( xs xdh ) (3.31) c m p h dt s dl 1 α a α a ( T T ) + Le( x x )( h h ) = s h s dh s,b s ms cs cp (3.32) dth dl α a Le ( T T ) 1 c + Le c ( x x ) s h b = s dh cp mh p (3.33) olacaktır Çözüm Metodu Yukarıdaki modelde anlatılan ve çözümde kullanılan (3.20), (3.21), (3.22) ve (3.23) denklemleri ile sislenme durumunda geçerli olan (3.30), (3.31), (3.32) ve (3.33) denklemleri lineer denklemler değildirler. Dolayısıyla çözüm için doğrudan integralleri alınamaz. Bu nedenle bu denklemlerin çözümü için başka metotlar kullanılmak zorundadır. Literatürdeki çalışmalar incelendiğinde, bu tür denklemlerin çözümünde Merkel tarafından sunulan Entalpi Potansiyeli olarak da bilinen adım adım integrasyon metodu veya Runge Kutta Metodu nun daha çok kullanıldığı görülmüştür. Adım adım integrasyon metodu daha az hassas bir yöntemdir. Bu yöntemde, buharlaştırmalı soğutucu veya soğutma kulesi vb. sistemde, su ve hava arasında ısı ve kütle transferinin gerçekleştiği yükseklik (L), belirli sayıda kademeye ayrılır. Her kademedeki suyun çıkış sıcaklığı bir sonraki kademenin giriş şartlarını belirler. Havanın yaş termometre sıcaklığı havanın giriş entalpisini belirler. Bu nedenle bu yöntemin uygulanabilmesi için sisteme giren ve sistemden çıkan su sıcaklığı ile sisteme giren havanın yaş termometre sıcaklığının bilinmesi gerekir (Stoecker, 1992).

64 52 Runge Kutta metodu, literatür incelendiğinde buharlaştırmalı yoğuşturucu ve soğutma kulesi gibi sistemler için geliştirilen modellerde denklemlerin çözümü için sıklıkla kullanılmıştır. Bu yöntem Taylor serisi ve Euler yöntemleri ile aralıkları küçülterek daha iyi sonuçlar alındığını görmeleri üzerine Alman matematikçiler Runge ve Kutta tarafından geliştirilmiştir. Bu yöntem bulunan değeri birden fazla adımda inceleyerek daha hassas sonuçlar elde etmeyi sağlayan bir yöntemdir (Borat ve Palavan, 1972). Çözüme başlanırken, ilk olarak çalışılan bölgeye giren su sıcaklığı ve bölgeden çıkan hava sıcaklığı ile hava özgül nemi değerlerinin bilinmesi gerekir. Bu değerler deneysel çalışmada zaten ölçüm yapılarak belirlenmiştir. Çalışmada, deneysel düzenekten alınan sonuçlar, geliştirilen matematiksel yöntemle beraber kullanılarak ısı ve kütle transferi katsayıları elde edilmesi amaçlanmıştır. Matematiksel çözümün kolaylaştırılması için de bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Daha önce bahsedildiği gibi deneysel veriler, matematiksel çözüm için geliştirilen bilgisayar programında uygun yerlere yerleştirilir. Çalışma bölgesinde gerçekleşen ısı ve kütle transferi için, tahmini ısı ve kütle transferi katsayıları kabul edilir. Bu kabul edilen değerler ile hesaplama işlemlerine başlanır. Bu aşamada sislenme kontrolü yapılır ve sislenme durumunda kullanılacak denklem takımı seçilir. Daha sonra Runge Kutta metoduyla çalışma bölgesi boyunca dm& dl s dx, dl dts, dl dth ve dl değerleri, bilgisayar programı yardımıyla aynı anda hesaplanır. Burada elde edilen değerler bir sonraki adım için kullanılacaktır. Yani başka bir ifade ile burada hesaplanan su debisindeki değişim, havanın nemi, hava sıcaklığı ve su sıcaklığı değerleri bu adımdan sonraki adımda kullanılır. Bu işlemler tekrarlanarak sistemden çıkan su ve sisteme giren havaya ait değerler elde edilir. Bu çalışmalar esnasında Runge-Kutta metodu için kabul edilen adım, dl = 0,05 m olarak alınmıştır.

65 53 Hesaplama sonucunda bulunan, su ve havaya ait değerler ile deneysel çalışmalardan elde edilen ölçümler kıyaslanarak, bu değerler arasındaki fark kabul edilebilir bir seviyeye gelene kadar veya fark olmayana kadar, hesaplama işlemi tekrarlanır. Bu farklar istenen değerlerde değilse, yani aradaki fark bir türlü kapanmıyorsa, yanlış ısı ve kütle transferi katsayısı değerleri tahmin edilmiş demektir. Bu durumda, bu değerler değiştirilerek işlemler yeniden başlatılır. Bu katsayılardan αa ve σa için hesaplamalar sonucunda bölgeden çıkan su sıcaklığı, hava sıcaklığı ve çıkış havası özgül nemi değerlerine göre yeni tahmini katsayılar verilir. Hesaplanan değerler ile deneysel sonuçlar arasındaki fark istenen seviyelere geldiğinde işleme son verilir. Çalışmalar esnasında yapılabilecek hata oranını azaltmak amacıyla su debisindeki değişim literatürdeki gibi ihmal edilmemiş, hesaplarda kullanılmıştır. Bu işlemler için kullanılan programın akış şeması Şekil 3.19 da verilmiştir.

66 54 T sg, T hç, x ç, m &, & su m h αa σa L = L 0 Grup A H xd yi hesapla ve sislenme kontrolü yap E Grup B Hesapla x, h g, c p,h, Le, m s, m h Ayarla α a σ a Hesapla dt s dl Hesapla dt h dl Hesapla dx dl L = L 0 +dl Hesapla dm s dl Hesapla m s,l + dl H L = L E Hesapla T s,ç Hesapla T h,g Hesapla x g H Ts,ç,d Ts,ç, hes 0,05 C Th,g,d Th,g, hes 0,05 C xg,d xg, hes 0, 00005kg H2O / kg kh E Yaz α a σ a Şekil Bilgisayar program akış şeması.

67 55 4. BULGULAR Bu kısımda, çalışmada yapılan deneyler neticesinde elde edilen veriler değerlendirilmiştir. Öncelikle çalışmada elde edilen deneysel verilerin termodinamiğin birinci yasasına uygunluğu incelenmiştir. Birinci yasaya uymayan deney verileri tespit edilerek bu deneyler tekrarlanmış ve ölçüm hatalarının azaltılmasına çalışılmıştır. Çalışma bölgesi için daha önceden de (3.12) denklemi olarak verilen birinci yasa ifadesi yazılırsa; m & s dhs dm& s hs = m& h dhh + (3.12) olacaktır. Deneyde elde edilen ölçüm sonuçlarının birinci yasa analizinin regresyon yani uygunluk eğrisi ise Şekil 4.1. de gösterilmiştir. Regresyon doğrusu, x değeri bilinirken y değerlerini tahmin etmeye (veya y ler bilinirken x leri tahmin etmeye) yardımcı olur. Bu tahminler regresyon doğrusu üzerinde yer alacaklarından gerçek değerlerle, yani gözlem değerleriyle olan farklar olacaktır. Tahmin hatalarının büyüklüğü veya küçüklüğü gözlem değerlerinin regresyon doğrusuna olan uzaklığına bağlıdır. Bu uzaklık arttıkça tahmin hataları artar, aksine azaldıkça hatalar küçülür. İki değişken arasındaki ilişki derecesini göstermek üzere (x, y) koordinatlarının regresyon doğrusu etrafındaki dağılışını bir ölçü olarak almak düşünülebilir. Hiç dağılma yoksa bütün noktaların regresyon üzerinde bulunacağı ve ilişkinin tam olacağı anlaşılır. Eğer dağılma artarsa, noktalar regresyon doğrusundan uzak kalır ve ilişki de azalmış olur (Süme ve Güner, 1999).

68 56 Tüm deney sonuçları ile elde edilen değerlerin birbiri ile uyumu bu grafikte gösterilmiştir. R 2 değeri 1 e ne kadar yakınsa ölçüm sonuçları o oranda doğruluk sağlamaktadır. Bu değer R 2 = 0,988 olarak bulunmuştur. Şekil 4.1. Deneysel verilerin birinci yasa sonuçları, Şekil 4.1 incelenecek olursa, x ekseni Denklem (3.12) ile verilen su tarafından transfer edilen ısıyı göstermekte olup, denklemin sol kısmına aittir; y ekseni ise hava tarafına transfer edilen ısıyı göstermektedir ve yine (3.12) no lu denklemin sağ kısmı ile hesaplanmaktadır. Deney ölçümlerinde kullanılan değerler, Çizelge 4.1. de verilmiştir. İlk 16 deneydeki ölçümler 3,5 m/s lik hava hızı için sırasıyla 0,5, 0,4, 0,3 ve 0,2 m lik mesafelerde, dört farklı su akısı değerinde (3,5, 2, 2,5 ve 2 kg/m 2 s) yapılmıştır. Diğer deneyler ise hava hızları değiştirilerek, toplam 4 farklı hava hızı değerinde, yine aynı akı değerlerinde yapılmıştır. Deney ölçüm değerleri ise ekler kısmında verilmiştir.

69 57 Çizelge 4.1. Deney ölçümlerinde kullanılan sabit değerler. Deney no. Su akısı, m s (kg/m 2 s) L (m) 1 4 3,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0, ,5 3 2,5 2 0,20 Hava hızı (m/s) 3,5 3 2,5 2 Şekil 4.2. de, en büyük hava hızı değeri olan 3,5 m/s de yapılan deneylerdeki hava ve su sıcaklık değişimleri görülmektedir. Su sıcaklığı, ısı transferinden dolayı en düşük L değerinde yani çalışılan bölgenin alt kısmında, serpantin boruların üstünde (bölgeyi terk ederken) en düşük değerine ulaşmaktadır. Hava sıcaklığı ise en yüksek değerini en üst noktada (L=0,5 m) almaktadır.

70 58 35 Sıcaklık (º C) Th(3,5 kg/m²s) Ts(3,5 kg/m²s) Th (2 kg/ m²s) Ts (2 kg/m²s) ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L (m) Şekil 4.2. L = 0,5 m, u = 3,5 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi. Şekil 4.3. de ise, L= 0,5 m de 2 m/s de yapılan deneylerde m& 3,5 kg / m 2 s = s ve 2 m& 2 kg / m s hava ve su sıcaklık değişimleri görülmektedir. Su ve hava s = sıcaklıklarının değişimi için aynı yorumlar yapılabilir Sıcaklık (ºC) Th (3,5 kg/m²s) Ts (3,5 kg/m²s) Th (2 kg/m²s) Ts( 2 kg/m²s) 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L(m) Şekil 4.3. L = 0,5 m, u = 2 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi.

71 59 Şekil 4.3 de hava hızı değeri daha az olduğundan sıcaklık değişiminin daha az, hatta sıcaklıkların neredeyse birbirine yakın olduğu görülmektedir. Şekil 4.4. de ise, L= 0,2 m, u = 2 m/s hız değerinde m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi değişimleri görülmektedir. 35 Sıcaklık (ºC) Th (3,5 kg/m²s) Ts (3,5 kg/m²s) Th (2 kg/m²s) Ts (2 kg/m²s) 0 0 0,05 0,1 0,15 0,2 L(m) Şekil 4.4. L = 0,2 m, u = 3,5 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi Sıcaklık (ºC) Ts(3,5 kg/m²s) Th(3,5 kg/m²s) Ts(2 kg/m²s) Th(2 kg/m²s) 0 0 0,05 0,1 0,15 0,2 L(m) Şekil 4.5. L = 0,2 m, u = 2 m/s, m& 3,5 kg / m 2 s = s ve m& 2 s = 2 kg / m s için su ve hava sıcaklıkları değişimi.

72 60 Ölçüm sonucu elde edilen tüm deneysel veriler, hazırlanan bilgisayar programında değerlendirilmiştir. Bu değerlendirmeler neticesinde α a ve σ a katsayılarının, değişen çalışma bölgesi yüksekliği ve su debilerine göre değişimleri, değişik hava hızlarında elde edilmiştir. Şekil 4.6, Şekil 4.7, Şekil 4.8 ve Şekil 4.9 da katsayısının değişimi görülmektedir. α a 4000 α a (W / m 3 K) ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L(m) 3,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s Şekil ,5 m/s hava hızı değerinde değişimi. α a katsayısının, su akıları ve yükseklik ile Şekil 4.6 incelendiğinde 3,5 m/s hava hızı için en yüksek değerlerindedir. Daha sonra küçülen debi değeri ile düşmektedir. α a katsayıları 3,5 kg/m 2 s debisi için α a katsayıları da

73 α.a (W / m 3 K) ,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L(m) Şekil m/s hava hızı değerinde değişimi. α a katsayısının, su akıları ve yükseklik ile 2500 α a (W / m 3 K) ,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L( m) Şekil ,5 m/s hava hızı değerinde değişimi. α a katsayısının, su debileri ve yükseklik ile

74 α a (W / m 3 K) ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 3,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s L (m) Şekil m/s hava hızı değerinde değişimi. α a katsayısının, su debileri ve yükseklik ile Şekil 4.8 ve 4.9. da hesaplanan da Şekil 4.4. de olduğu gibi, küçülen debi değeri ile α a katsayılarının değişimi görülmektedir. Burada α a katsayıları da düşmektedir. 2 1,8 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 σ a (kg / m 3 s Δ x) 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 3,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s L (m) Şekil ,5 m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi. Şekil 4.10 da ise σa katsayısının su akısı ve yükseklik ile değişimi görülmektedir. Bu grafikte de deneysel çalışmada kullanılan değişik su akılarına (veya sistem kesit

75 63 alanına göre debileri) göre kütle transfer katsayılarının değişimi verilmiştir. 1,6 σ a (kg / m 3 s Δ x) 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L (m) 3,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s Şekil m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi. 1,4 1,2 σ a (kg / m 3 s Δ x) 1 0,8 0,6 0,4 3,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s 0,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L (m) Şekil ,5 m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi.

76 64 1,2 1 σ a (kg / m 3 s Δ x) 0,8 0,6 0,4 3,5 kg/m²s 3 kg/m²s 2,5 kg/m²s 2 kg/m²s 0,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L (m) Şekil m/s hava hızında σ a katsayısının, su akısı ve yükseklik ile değişimi. Kütle transfer katsayılarının genel değişimine bakılacak olursa azalan debi değeri ile kütle transfer katsayılarının düştüğü görülmüştür. Isı ve kütle transfer katsayılarının su debisi ile düzgün bir değişim gösterdiği görülmektedir. Bu katsayıların değişiminde su debisi değişiminin etkin olduğu görülmüş olup, literatürde de bu şekilde yorumlar yapılmıştır (Ettouney vd., 2001). Deneysel verilerin değerlendirilmesiyle birlikte Lewis faktörü değişimleri de elde edilmiş ve grafiksel olarak verilmiştir. Şekil 4.14 de 3,5 kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi verilmiştir. Ayrıca literatürde, genellikle serpantin boruları üzerinde Lewis faktörünün 1 e eşit ya da 1 e yakın değerlerde alındığı görülmektedir (Hasan ve Siren, 2002; Stabat ve Marchio, 2004). Grafiğe dikkat edilecek olursa yükseklik azaldıkça yani serpantin borularına yaklaşıldıkça Le değeri 1 e doğru yaklaşmaktadır.

77 65 0,74 0,72 Le 0,7 0,68 0,66 0,64 3,5 m/s 3 m/s 2,5 m/s 2 m/s 0,62 0,6 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L (m) Şekil ,5 kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi. Şekil 4.15 de ise 3 kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi görülmektedir. 0,74 0,72 Le 0,7 0,68 0,66 0,64 3,5 m/s 3 m/s 2,5 m/s 2 m/s 0,62 0,6 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 L(m) Şekil kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi.

78 66 0,74 0,72 Le 0,7 0,68 0,66 0,64 3,5 m/s 3 m/s 2,5 m/s 2 m/s 0,62 0,6 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 L (m) Şekil ,5 kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi. 0,74 0,72 Le 0,7 0,68 0,66 3,5 m/s 3 m/s 2,5 m/s 2 m/s 0,64 0,62 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 L (m) Şekil kg/m 2 s su akısında, yükseklik ve hava hızı değerlerine göre Lewis faktörü değişimi. Şekil 4.15, 4.16 ve 4.17 ye de bakılacak olursa benzer yorumlar yapılabilir, grafiklerin hepsi aynı karakterde değişim göstermektedir.

79 67 Çalışma bölgesinde su ile hava arasında oluşan kütle transferinin özelliği şöyle açıklanabilir. Bölge başlangıcında hava sürekli doyma değerlerindedir. Fakat hava sıcaklığı arttıkça, havanın doygun halini koruması için bir miktar su buharına ihtiyaç duyar. Bu su buharı bölgedeki suyun buharlaşması ile elde edilir. Bu sayede havanın hem sıcaklığı hem de özgül nemi artar ve sürekli doyma haline ulaşır. Fakat bu esnada sudan olan buharlaşma havanın doyması için gereken miktardan fazla ise, geri kalan su buharı sis olarak hava içerisinde görülür. Bu çalışmada da hesaplamalar bu prensipler ışığında yapılmıştır. Deneysel çalışmalar sırasında, serpantin boruları çıkışında, püskürtücüye varıncaya kadar olan çalışma bölgesinde sislenme oluşup oluşmadığı gözlemlenmiştir. Sislenmenin incelenmesinde her kademede buharlaşan su miktarı hesaplanarak, bir sonraki kademeye ilave edilmiştir. Buharlaşan suyun bir miktarı havanın özgül nemini arttırırken, kalan miktar ise sis olarak açığa çıkmıştır. Eğer sis görülüyorsa, yani hava neme doymuş ise, formüllerde havanın özgül nemi x in yerine, hava sıcaklığında doymuş değeri x dh alınmalıdır. Bu durumda havanın özgül nemi x t ile gösterilirse, havadaki sis yani su miktarı (x t -x dh ) olur. Bu şekilde yapılan hesaplamaya göre 0,5 m yüksekliğinde, 3,5 m/s hava hızında ve 3,5 kg/m 2 s su akısında (yani ilk ölçüm yapılan deneyde) sislenme durumu için, aşağıdaki çizelge elde edilecektir. Çizelge ,5 m/s hava hızı, 3,5 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme Durumu. Yükseklik(m) T su (ºC) T hava (ºC) x dh (kg/kg) x t (kg/kg) Sislenme Durumu 0,5 30,5 11,3 0,0094 0, Sis var 0,45 30, , , , Sis var 0,4 29, , , , Sis var 0,35 29, , , , Sis var 0,3 29, , , , Sis var 0,25 29, , , , Sis var 0,2 28, , , , Sis var 0,15 28, , , , Sis yok 0,1 28, , , , Sis yok 0,05 27, , , , Sis yok

80 68 Çizelge 4.2 incelendiğinde, su sıcaklığının en yüksek olduğu değer, suyun püskürtücüden sisteme giriş noktasındadır. Hava sıcaklığının en düşük olduğu değer ise havanın serpantin borulardan çıkış sıcaklığıdır. Serpantin girişinden itibaren 0,15 m yüksekliğine kadar sislenme görülmemektedir. Bu değerden sonraki adımda ise sislenme görülmektedir. Son deney değerlerinden hareketle aynı işlemler yapılırsa, Çizelge 4.3 elde edilecektir. Çizelge 4.3 incelendiğinde ise tüm kademelerde sislenme oluştuğu gözlemlenebilir. Burada hava hızı düşük olduğundan ve düşük debide sislenmenin daha çabuk oluştuğu görülecektir. Çizelge m/s hava hızı, 2 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme Durumu. Yükseklik(m) T su (ºC) T hava (ºC) x dh (kg/kg) x t (kg/kg) Sislenme Durumu 0,2 30,21 11,3 0,0094 0, Sis var 0,15 29, , , , Sis var 0,1 29, , , , Sis var 0,05 28, , , , Sis var Düşük sıcaklıklarda yapılan diğer tüm deneysel değerler incelendiğinde, çalışılan yüksekliklerde ve su akılarında sis oluşumu gözlemlenmiştir. Bununla birlikte, yüksek hava sıcaklıklarında da sis oluşumu gözlemlenmiştir. Çizelge 4.4 incelendiğinde, yüksek sıcaklık değerleri için 0,5 m yüksekliğinde, 3,5 m/s hava hızında ve 3,5 kg/m 2 s su akısında sislenme durumu görülebilir. Çizelge ,5 m/s hava hızı, 3,5 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme durumu (yüksek hava sıcaklıkları için) Yükseklik(m) T su (ºC) T hava (ºC) x dh (kg/kg) x t (kg/kg) Sislenme Durumu 0,5 32,1 25,2 0, , Sis var 0,45 31, ,8933 0, , Sis var 0,4 31, , , , Sis var 0,35 30, , , , Sis var 0,3 30,53 23, , , Sis var 0,25 30, , , , Sis var 0,2 29, , , , Sis var 0,15 29, , , , Sis var 0,1 29, , , , Sis var 0,05 28, , , , Sis var

81 69 Çizelge m/s hava hızı, 2 kg/m 2 s su akısında yüksekliğe göre sislenme durumu (yüksek hava sıcaklıkları için) Yükseklik(m) T su (ºC) T hava (ºC) x dh (kg/kg) x t (kg/kg) Sislenme Durumu 0,2 30,6 25,2 0, , Sis var 0,15 30, , , , Sis var 0,1 30, , , , Sis var 0,05 29, , , , Sis var Çizelge 4.4 incelendiğinde, yüksek sıcaklık değerleri için 0,5 m yüksekliğinde, 3,5 m/s hava hızında ve 3,5 kg/m 2 s su akısında sislenme durumu görülebilir. Sislenme oluşumu durumunda, metot kısmında belirtilen (3.30) ile (3.34) arasındaki denklemleri kullanılmalıdır. Bir buharlaştırmalı soğutucu imalatçısı, sislenme durumuna göre çalışılan bölgede hangi denklemi kullanacağını bu şekilde tahmin edebilir.

82 70 5. TARTIŞMA VE SONUÇ Buharlaştırmalı soğutucularda serpantin ile su püskürtücüsü arasındaki bölgede, damlalar bir püskürtücüden belli bir hızla çıkmaktadır. Bu damlalar belli bir mesafeyi kat ederek, alttaki serpantin borularını ıslatmaktadır. Bu esnada ise ters yönde gelen hava akımı ile karşılaşmaktadır. Dolayısıyla su akışı açısından bu bölge su akışının başlangıç bölgesidir. Buharlaştırmalı soğutucularda serpantin için yapılan ısı transferi hesaplarında su sıcaklığının girişteki değerinin alınması hatalara yol açacaktır. Çünkü püskürtücüden çıkan su serpantine ulaşıncaya kadar, hava akışı ile ısı ve kütle transferinde bulunacaktır. Bu durumda suyun serpantine ulaştığı andaki sıcaklığı ile su giriş sıcaklığı arasında belirli bir fark oluşmaktadır. Deneysel verilerden sağlanan bulgular ışığında elde edilen katsayılar, hazır paket programlar olan SPSS ve DataFit programında değerlendirilerek, regresyon analizi yapılmıştır. Isı ve kütle transfer katsayıları ampirik bağıntılar halinde verilmiştir. Regresyon değeri deneysel yoldan bulunan değerlerle, analizle bulunan ampirik formülün sonuçlarının birbirine uygunluğunu ifade etmektedir. Regresyon değeri için olabilecek en iyi değer 1 dir. Ancak deneysel hatalar, yapılan bazı kabuller veya ihmaller neticesinde bu değerin 1 çıkması beklenemez. İlk olarak tüm değişkenlere bağlı olarak, düşük ve yüksek sıcaklık değerlerinde genel bir ısı transfer katsayısı değeri verilmiştir. Bu ifade;. s αa = 2208.(u) 0,630.( m ) 0,309.( L) 0,556 (5.1) olarak elde edilmiştir.

83 71 Bu ifadenin regresyon değeri yani ifadenin bulunan sonuçlarla uygunluk değeri, R 2 = 0,922 olarak bulunmuştur. Bu uygunluk Şekil 5.1 de görülmektedir. (5.1) No'lu İfade ile Elde Edilen Isı Transfer Katsayısı Değerleri R 2 = 0, Deneysel Sonuçlardan Elde Edilen Isı Transfer Katsayısı Değerleri Şekil 5.1. (5.1) no lu genel ısı transfer katsayısı denkleminin deneysel sonuçlar ile uyumu. Yine tüm değişkenler için, düşük ve yüksek sıcaklık değerlerinde genel bir kütle transfer katsayısı değeri bulunmuştur. Bu ifade ise;. s σa = 1,31.(u) 0,693.( m ) 0,408.(L) 0,518 (5.2) şeklindedir. Burada da regresyon değeri R 2 = 0,914 olarak bulunmuştur. Bu ifadenin deneysel veriler ile uyumu Şekil 5.2 de görülmektedir.

84 72 (5.2) No'lu İfade İle Elde Edilen Kütle Transfer Katsayısı Değerler 1,7 1,5 1,3 1,1 0,9 0,7 0,5 0,3 R 2 = 0,914 0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 Deneysel Sonuçlardan Elde Edilen Kütle Transfer Katsayısı Değerleri Şekil 5.2. (5.2) no lu genel kütle transfer katsayısı denkleminin deneysel sonuçlar ile uyumu. Genel denklemlerle birlikte, her yükseklikte tüm hız ve sıcaklık değerleri için ayrı ayrı, hacimsel ısı transferi ve kütle transferi katsayıları da aynı yöntemle bulunmuştur. Öncelikle ısı transfer katsayıları için verilen denklemlere bakılacak olursa, tüm hızlar için 0,5 m yüksekliğindeki ısı transfer katsayısı;. s αa = 1581,25.(u) 0,586.( m ) 0,291 (5.3) olarak ifade edilmektedir. Bu denklem için ise regresyon değeri R 2 = 0,936 olmaktadır. Yine tüm hızlar için 0,4 m yüksekliğinde ısı transfer katsayısı;. s αa = 1330,45.(u) 0,600.( m ) 0,291 (5.4) şeklinde ve R 2 = 0,912 olmaktadır. 0,3 m için ısı transfer katsayısı ise;. s αa = 1101,54.(u) 0,636.( m ) 0,316 (5.5)

85 73 olarak bulunmuş ve R 2 = 0,915 olmaktadır. Son olarak deneyde çalışılan en düşük yükseklik olan 0,2 m değerinde tüm hızlar için ısı transfer katsayısı;. s αa = 879.(u) 0,699.( m ) 0,339 (5.6) olarak bulunmuştur. Burada da R 2 = 0,932 olmaktadır. Aynı yaklaşımla, kütle transfer katsayıları şu şekilde olmaktadır. Tüm hız değerlerinde 0,5 m yüksekliğinde kütle transfer katsayısı;. s σa = 1,09.(u) 0,456.( m ) 0,314 (5.7) ve R 2 = 0,901 olarak elde edilmiştir. 0,4 m yüksekliğinde;. s σa = 0,796.(u) 0,671.( m ) 0,379 (5.8) ve R 2 = 0,932 olmaktadır. 0,3 m yüksekliğinde tüm hız değerleri için kütle transfer katsayısı;. s σa = 1,56.(u) 0,742.( m ) 0,383 (5.9) olarak hesaplanmış ve R 2 = 0,95 bulunmuştur. Son olarak ise 0,2 m için;. s σa = 1,88.(u) 0,557.( m ) 0,903 (5.10) ifadesi bulunmuştur ve bu ifade için R 2 değeri R 2 = 0,93 olmaktadır. Deneysel çalışmalar sonucu elde edilen diğer bir sonuç da, serpantin bölgesine gidildikçe Le ile gösterilen Lewis faktörünün 1 değerine yaklaşmasıdır. Hesaplamalarda Le değerinin 1 e eşit kabul edilmesi yaklaşım olarak doğru değildir.

86 74 Literatürde yapılan bazı çalışmalarda Le değerinin 0,7 ile 1,25 arasında değiştiği görülmektedir (İbrahim vd., 1995, Zalewski vd.,1997). Çalışılan bölgede sis oluşumu kütle transfer mekanizması sonucu oluşan önemli bir olgudur. Doymuş havanın özgül nemi, havanın özgül neminden küçük olduğu durumda sislenme oluşmaktadır. Sis oluştuğu durumda hesaplamalarda, materyal ve metot kısmında belirtilen (3.31) ile (3.34) arasındaki denklemleri kullanmalıdır. Isı ve kütle transferi katsayılarının doğru olarak bulunması, hesaplamaların doğruluğu açısından daha uygun olacaktır. Bir buharlaştırmalı soğutucu imalatçısı, sislenme durumuna göre çalışılan bölgede hangi denklemi kullanacağını bu şekilde tahmin edebilir. Soğutma kulelerinde ve buharlaştırmalı (evaporatif) kondenselerde meydana gelen ısı ve kütle transfer mekanizmaları, sadece kule dolgusunda ya da serpantin boruları üzerinde olmamaktadır. Su püskürtücüleri ile dolgu veya serpantin ve de dolgu veya serpantin ile hava giriş bölgesi arasında da önemli miktarda ısı ve kütle transferi olmaktadır. Bunun ihmal edilmemesi gerekmektedir. Deneylerden elde edilen sonuçlar neticesinde serpantin ile püskürtücü arasındaki mesafenin fazla olması durumunda ve çalışma bölgesinin dikkate alınmadan hesap yapılması durumunda, ısı ve kütle transferi için hesaplamalardaki hatanın daha fazla olacağı söylenebilir. Buharlaştırmalı soğutuculardaki ısı transferi ve kütle transferi için verilen ifadeler ile (5.1) ve (5.2) no lu ifadelerin birbirleri ile karşılaştırılırsa, buharlaştırmalı soğutucuların serpantini ile püskürtücü arasında kalan bölgedeki ısı ve kütle transferinin, literatürde hesaplanan serpantin bölgesindeki ısı ve kütle transferine göre daha düşük değerlerde olduğu görülmüştür. Ayrıca ısı transfer ve kütle transfer katsayılarının değişimine bakıldığında artan su akısı ile artış gösterdiği görülmüştür. Bu katsayıların değişiminde su debisi değişiminin etkin olduğu görülmüş olup, literatürde de bu şekilde yorumlar yapılmıştır.

87 75 Sonuç olarak, bu bilgiler doğrultusunda buharlaştırmalı soğutucularda, püskürtücüler ile serpantin giriş açıklığı arasında, ısı ve kütle transferi için hacimsel ısı transfer ve kütle transfer katsayıları ampirik olarak elde edilmiştir. Literatürde bir buharlaştırmalı soğutma sisteminin tamamı için hesaplamalar yapılmaktadır. Fakat bu yöntemler üç aşamada değerlendirilebilir. Bunlar serpantin alt bölgesi, serpantin bölgesi ve serpantinin üst bölgesi için ayrı ayrı yapılacak hesaplamalardır. Bu yolla daha hassas sonuçlar elde edilir.

88 76 KAYNAKLAR Altınışık, K., Işık, M., Ters Akımlı Soğutma Kulelerinde Yaklaşma Sıcaklığının Kule Performansına Etkisi. 9. Ulusal Isı Bilimi ve Tekniği Kongresi Ashrae Handbook., HVAC Systems and Equipment. SI Edition, 750s. Ballıca, H., Havadaki Su Buharının Basınç ve Doyma Derecesinin Bulunması. T.C. Başbakanlık Devlet Meteoroloji İşleri Genel Müdürlüğü, Teknik Seri No: 16, Ankara. Bayboz, B., Mekanik Hareketli Su Soğutma Kulelerinde Isı ve Kütle Transferi ile Etkenliğin İncelenmesi. Balıkesir Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Doktora Tezi. 93s., Balıkesir. Borat, O., Palavan S.,1972. Mühendislikte Diferansiyel Denklemler. İstanbul Teknik Üniversitesi Yayınları. Yayın No: s, İstanbul. Bernier, M.A., Cooling Tower Performance: Theory and Experiments. Ashrae Transactions. 100(Part 2), Bernier, M.A., Thermal Performance of Cooling Tower. Ashrae Journal April 1995, Blagojevic, B., Bajsic, I., A One Dimensional Numerical Model of Heat and Mass Transfer in Air Water Droplet Flow. Heat and Mass Transfer. 31, Boğaziçi Üniversitesi, Kandilli Rasathanesi İnternet Sitesi, 2006,

89 77 Bosnjakovic, F Technical Thermodynamics, 1-80.Holt, Rhinehart and Winston, New York. (Translation of Technische Thermodynamik, Part II, Theodor Steinkopff). Dresden und Leipzig. Brouwers, H. J.H., Film Models For Transport Phenomena with Fog Formation: The Fog Film Model. International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 35, Dreyer, A.A., Erens, P.J., Heat and Mass Transfer Coefficient and Pressure Drop Correlations for a Crossflow Evaporative Cooler. Proceedings of The Ninth International Heat Transfer Conference. (Hetsroni, G.,- eds), , Jarusalem. El-Dessouky, H.T.A., Al-Haddad, A., Al-Juwayhel, F., A Modified Analysis of Counter Flow Wet Cooling Towers. J. of Heat Transfer. 119, Erens, P.J., Mercker, J.H., Dreyer, A.A., Evaporation From Accelerating Droplets. Proceedings of The 10th International Heat Transfer Conference , Brighton. Ettouney, H.E., El-Dessouky, H.T., Bouhamra, W., Al-Azmi, B., Performance of Evaporative Condensers. Heat Transfer Engineering. 22, Fisenko, S.P., Brin, A.A., Petruchik, A.I., Evaporative Cooling of Water in a Mechanical Draft Cooling Tower. 47, Fisenko, S.P., Petruchik, A.I., Toward to The Control System of Mechanical Draft Cooling Tower of Film Type. International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 48,

90 78 Halıcı, F, Gündüz, M., Örneklerle Isı Geçişi. Burak Ofset, 448 s. Sakarya. Hasan, A., Siren, K., Theoretical and Computational Analysis of Closed Wet Cooling Towers and its Applications in Cooling of Buildings. Energy and Buildings. 34, Hasan, A., Gan, G., Simplification of Analytical Models and Incorporation with CFD for The Performance Predication of Closed-wet Cooling Towers, 26, İbrahim, G.A., Nabhan, M.B.W., Anabtawi, M.Z., An Investigation into a Falling Film Type Cooling Tower. Int. J. Refrig. 18(8), Incropera, F.P., DeWitt, D.P., Isı ve Kütle Geçişinin Temelleri. Literatür Yayıncılık, 960s. İstanbul. Kaiser, A.S., Lucas, M., Viedma, A., Zamora, B., Numerical Model of Evaporative Cooling Processes in a New Type of Cooling Tower. International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 48, Khan, J.U.R., Yaqup, M., Zubair, S.M., Performance Characteristics of Counter Flow Wet Cooling Towers. Energy Conversion and Management. 44(13), Kim, J.K., Smith, R., Cooling Tower System Design. Chemical Eng. Science. 56, Kloppers, J.C., Kröger, D.G., A Critical Cooling Tower Performance Evaluation. 12th IAHR Symposium in Cooling Tower and Heat Exchangers , Sydney.

91 79 Kloppers, J.C., Kröger, D.G., A Critical Investigation into The Heat and Mass Transfer Analysis of Counterflow Wet-Cooling Towers. International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 48, Kloppers, J.C., Kröger, D.G., The Lewis Factor and Its Influence on The Prediction of Wet-cooling Towers.International Journal of Thermal Sciences, 44, Kunduz, M., Buharlaştırmalı Kondansör Hesabı. Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Doktora Tezi. 110s, Konya. Kunduz, M., Soğutma Kulelerinde Sis Oluşumunun İncelenmesi. Isı Bilimi ve Tekniği 8. Ulusal Kongresi, Bildiri Kitabı, Kunduz, M., Soğutma Kulelerinde Isı ve Kütle Transferi Analizi ve Çözümü. Ege Üniversitesi Güneş Enerjisi Enstitüsü Dergisi. 1(4), Leidenfrost, W., Korenic B., Evaporative Cooling and Heat Transfer Augmentation Related to Reduced Condenser Temperatures, Heat Transfer Engineering, Vol. 3, Marseille, T.J., Schliesing, J.S., Bell, D.M., Johnson, B.M., Extending Cooling Tower Thermal Performance Prediction Using a Liquid Side Film Resistance Model. Heat Transfer Eng. 12(3), Merkel, F Verdunstungskühlung, VDI-Zeitschrift, Vol.70, Mizushina, T., Ito, R., Miyashita, Characteristics and Methods of Thermal Design of Evaporative Coolers. Int. Chemical Engineering. 8(3),

92 80 Naphon, P., Study on Heat Transfer Characteristics of an Evaporative Cooling Tower, International Communications in Heat and Mass Transfer 32, Parker, R.O., Treybal, R.E., The Heat and Mass Transfer Characteristics of Evaporative Coolers. Chemical Engineering Progress Symposium Series. No.32, Vol.57, Peterson, D., Glasser, D., Williams, D., Ramsden, R., Predicting the Performance of an Evaporative Condenser. Trans. of ASME. 110, Poppe, M., Rögener, H., Evaporative Cooling Systems, VDI- Wärmeatlas, Section Mh. Rana, R.S., Charan, V., Varma, H.K.,1986. Heat and Mass transfer From Horizontal Tube of Evaporative Heat Dissapator, International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 29, Rana, R.S.,1987. An Investigation of The Ratio of Experimental and Theoretical Mass Transfer Coefficients from a Row Tubes of an Evaporative Heat Dissapator, XVIIth International Congress of Refrigeration, Vienna, Austria. Ranz, W.E., Marshall Jr., W.R., Evaporation from Drops, Part I, Vol. 48, No. 3, Ranz, W.E., Marshall Jr., W.R., Evaporation from Drops, Part II, Vol. 48, No.4, Söylemez, M.S., Theoretical and Experimental Analysis of Cooling Towers. Ashrae Transactions. 105(Part 1),

93 81 Spraying Systems, Spray Nozzle Selection and Maintenance Guide,Wheateon, Illinois, , USA, Stabat, M., Marchio, D., Simplified Model for Indirect-Contact Evaporative Cooling-Tower Behaviour. Applied Energy. 78(4), Stefanovic, V., Lakovic, S., Radojkovic, N., Ilic, G., Experimental Study on Heat and Mass Transfer in Cooling Towers. Facta Universitatis Mechanical Eng. Series. 1(7), Stefanovic, V., Ilic, G., Vukic, M., Radojkovic, N., Vuckovic, G., Zivkovic, P., D Model in Simulation of Heat and Mass Transfer Processes in Wet Cooling Towers. Facta Universitatis Mechanical Eng. Series. 1(8), Stoecker, W.F., İklimlendirme Esasları. İstanbul Teknik Üniversitesi Yayınları. Yayın No: s, İstanbul. Sutherland, J.W., Analysis of Mechanical-Draught Counterflow Air/Water Cooling Towers. Trans. of ASME. 105, Süme,V., Güner M. S.,1999. Genel İstatistik. Birsen Yayınevi, 245s., İstanbul. Webb, R.L., A Unified Theoratical Treatment for Thermal Analysis of Cooling Towers, Evaporative Condensers and Fluid Coolers. Ashrae Transactions. 90(Part 2B), Webb, R.L., A Critical Evaluation of Cooling Tower Design Methodology. Heat Transfer Equipment Design. (Shah, R.K., Subba Rao, E.C., Mashelkar, R.A.,- eds), , Hemisphere Publishing Company, Washington.

94 82 Yao, S.C., Investigation on Falling Drop Heat-Mass Transfer and Drift Elimination in Wet Cooling Systems, Ph.D. Dissertation, University Of California, Berkeley. Younis, M.A., Fahim, M.A., Wakao, N., Heat Input Response in Cooling Tower Zeroth Moments of Temperature Variations. J. of Chemical Eng. of Japan. 20(6), Zalewski, W., Gryglaszewski P.A., Mathematical Model of Heat and Mass Transfer Processes in Evaporative Fluid Coolers. Chemical Eng. and Processing. 36, Zalewski, W., Zelasko, N.B.,Litwin, M., Optimization of Evaporative Fluid Coolers. International Journal of Refrigeration. 23,

95 83 EKLER EK 1. Deneylerde yapılan ölçümler ve değerler. Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :1/1 0,5 m 3,5 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,5 27,6 0, ,0094 7,1 11,3 3 30,4 27,5 0, , ,7 11,4 2,5 30,3 26,9 0, , ,5 2 30,2 26,2 0, , ,3 11,6 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :1/2 0,4 m 3,5 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3, ,3 0, , ,3 11,2 3 30,7 27,6 0,0073 0, ,6 11,4 2,5 30,9 27,4 0, , ,7 11,4 2 30,6 26,6 0, , ,5 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :1/3 0,3 m 3,5 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,3 28,1 0, , ,3 3 30,5 28 0, , ,1 10,3 2,5 30,8 27,9 0, , ,8 10,9 2 30,9 27,4 0, , ,2 11 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :1/4 0,2 m 3,5 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,3 28,3 0, , ,6 28,4 0, , ,2 10,1 2,5 30,9 28,6 0, , ,7 10,2 2 30,8 28,5 0, , ,3 10,4 Ek.1.1. Deney Grup No: 1 için ölçülen değerler.

96 84 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :2/1 0,5 m 3 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,5 28 0, , ,3 3 30,6 27,9 0,0072 0, ,4 11,8 2,5 30,3 27,1 0, , ,1 11,9 2 30,6 26,8 0, , ,4 12 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :2/2 0,4 m 3 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,7 28,4 0, , ,7 10,7 3 30,5 28,1 0, , ,3 10,9 2,5 30,8 28 0,0072 0, ,4 10,9 2 30,9 28,1 0, , ,3 11,1 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :2/3 0,3 m 3 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,1 28,2 0, , ,7 10,1 3 30,4 28,4 0, , ,2 10,3 2,5 30,9 28,6 0, , ,5 10,4 2 30,3 27,8 0, , ,5 11 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :2/4 0,2 m 3 m/s 6,2 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,3 28,6 0, , , ,8 28,9 0, , ,8 10,6 2,5 30,2 28 0, , ,1 10,8 2 30,8 28,3 0, , ,4 10,9 Ek.1.2. Deney Grup No: 2 için ölçülen değerler.

97 85 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :3/1 0,5 m 2,5 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,6 28,4 0, , ,4 3 30,9 28,5 0, , ,3 11,6 2,5 30,8 27,9 0, , ,5 11,7 2 30,7 27,8 0, , ,4 11,8 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :3/2 0,4 m 2,5 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,3 28,3 0, ,0094 7,1 11,3 3 30,9 28,6 0,0072 0, ,4 11,4 2,5 30,6 28 0, , ,7 11,5 2 30,7 27,9 0, , ,3 11,6 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :3/3 0,3 m 2,5 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,8 29 0,0072 0, ,4 11,2 3 30,9 29 0, , ,3 2,5 30,7 28,6 0, , ,1 11,4 2 30,6 28 0, , ,3 11,5 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :3/4 0,2 m 2,5 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,3 28,6 0, , , ,9 29 0,0073 0, ,6 11 2,5 30,8 28,7 0, , ,2 2 30,2 27,9 0, ,0094 8,5 11,3 Ek.1.3. Deney Grup No: 3 için ölçülen değerler.

98 86 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :4/1 0,5 m 2 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3, ,1 0, , ,8 3 30,2 28 0, , ,2 11,9 2,5 30,2 27,6 0, , ,3 11,9 2 30,4 27,4 0,0072 0, ,7 12 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :4/2 0,4 m 2 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,4 28,5 0, , ,8 11,2 3 30,5 28,3 0, , ,1 11,7 2,5 30,6 28,1 0, , ,3 11,8 2 30,8 27,9 0, , ,5 11,8 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :4/3 0,3 m 2 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,7 29 0,0072 0, ,4 11,6 3 30,6 28,7 0,0073 0, ,6 11,7 2,5 30,4 28,4 0, , ,2 11,8 2 30,3 27,9 0, , ,3 11,8 Yükseklik Hava Hızı Hava Sıcaklığı Deney Grup No :4/4 0,2 m 2 m/s 6,3 º C. m s (kg/m 2 s) Tg, º C (Su Giriş) Tç, º C (Su Çıkış) Çalışma Bölgesindeki Özgül Nem Durumu x g (kg/kg) x ç (kg/kg) Çalışma Bölgesindeki Hava Sıcaklıkları Thg, º C (Hava Giriş) Thç,º C (Hava Çıkış) 3,5 30,8 29,3 0, , , ,6 29 0,0072 0, ,4 11,1 2,5 30,3 28,6 0, , ,2 2 30,2 28,3 0, ,0094 8,4 11,3 Ek.1.4. Deney Grup No: 4 için ölçülen değerler.

99 87 EK 2. Deney Düzeneği fotoğrafları. Ek 2.1. Kullanılan deney düzeneğinin yapım fotoğrafları; serpantin bölgesi, hava kanalı ve fan.

100 88 Ek 2.2. Kullanılan deney düzeneğinin fotoğrafları, hava-su akış sisteminin yandan görünüşü; ısıtıcı ünite, hava besleme kanalı ve nem ölçümü için kullanılan radyal fan.

101 89 Ek 2.3. Kullanılan deney düzeneğinin fotoğrafları, hava-su akış sistemi ve havanın dışarı atılması için kullanılan kanal sistemi.

102 90 Ek 2.4. Kullanılan deney düzeneğinin fotoğrafları, besleme havası için radyal fanın yan ve üstten görünüşü.

103 91 Ek 2.5. Kullanılan deney düzeneğinin fotoğrafları, hava-su akış sistemi, ısıtıcı ünite, debimetre.

104 92 EK 3. Deneyler esnasında çekilen fotoğraflar Ek 3.1.Çalışılan bölgede suyun püskürtülmesi, suyun püskürtücüden akışı ve serpantinin ıslatılması.

105 93 Ek 3.2.Çalışılan bölgede damlaların durumu.

106 94 Ek 3.3.Damla tutucuların çıkışında sislenmenin gözlemlenmesi.

107 95 EK 4. Geliştirilen programda örnek çözüm. Ek Katsayıların girilmesi ve elde edilen değerlerin karşılaştırılması (Tüm denklemler eş zamanlı olarak çözülmektedir).

108 96 Ek Program tarafından dm& dl s değeri ve sislenmenin adım adım hesaplanması. dx Ek Program tarafından değerlerinin adım adım hesaplanması. dl

109 97 dt Ek Program tarafından s değerlerinin adım adım hesaplanması. dl dt Ek Program tarafından h değerlerinin adım adım hesaplanması. dl