‫ﻋﻨﻮان ﻛﺘﺎب ‪ :‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‬

‫ﺗﺎﻟﻴﻒ ‪ :‬دﻛﺘﺮ ﺣﺴﻴﻦ ﮔﻠﺸﻦ‬

‫ﺗﺮﺟﻤﻪ ‪ :‬ﻣﻬﻨﺪس وﺣﻴﺪ رﺿﺎ زﻳﺪي ﻓﺮد‬
‫وﻳﺮاﻳﺶ و ﺻﻔﺤﻪ آراﻳﻲ ‪ :‬ﻣﻬﻨﺪس ﻓﺮﻳﺪ ﺑﻦ ﺳﻌﻴﺪ‬
‫ﭼﺎپ ‪ :‬اول زﻣﺴﺘﺎن ‪1386‬‬
‫ﺗﻌﺪاد ‪ 100 :‬ﻧﺴﺨﻪ‬
‫ﻧﺎﺷﺮ ‪ :‬اﻧﺘﺸﺎرات ﺷﺮﻛﺖ ﻣﻠﻲ ﮔﺎز اﻳﺮان آﻣﻮزش وﺗﺠﻬﻴﺰ ﻧﻴﺮوي اﻧﺴﺎﻧﻲ‬
‫ﻛﻠﻴﻪ ﺣﻘﻮق ﺑﺮاي ﻧﺎﺷﺮ ﻣﺤﻔﻮظ ﻣﻲ ﺑﺎﺷﺪ ‪.‬‬
‫ﺗﻬﺮان ﻣﻴﺪان ﻫﻔﺖ ﺗﻴﺮ – خ ﻣﻔﺘﺢ ﺟﻨﻮﺑﻲ – خ ﺷـﻴﺮودي ‪ -‬ﭘـﻼك‪ 8‬آﻣـﻮزش و ﺗﺠﻬﻴـﺰ‬
‫ﻧﻴﺮوي اﻧﺴﺎﻧﻲ – آﻣﻮزش ﻓﻨﻲ و ﺗﺨﺼﺼﻲ‬
‫‪---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------‬‬

‫ﺗﻠﻔﻦ ﺗﻤﺎس ‪ - --- 021 - 81345720 – 4 :‬ﻧﻤﺎﺑﺮ ‪021 – 81315744 :‬‬

‫

‬
 ‫ﺑﺴﻢ اﻟﻠّﻪ اﻟﺮّﺣﻤﻦ اﻟﺮّﺣﻴﻢ‬
‫)زﻛﺎت ﻋﻠﻢ ﻧﺸﺮ آن اﺳﺖ(‬ ‫ﭘﻴﺶ ﮔﻔﺘﺎر‬
‫ﻣﻬﻤﺘﺮﻳﻦ ﻣﺴﺌﻠﻪاي ﻛﻪ ﻛﺸﻮرﻫﺎي در ﺣﺎل ﺗﻮﺳﻌﻪ در اﻣﺮ ﺻﻨﻌﺘﻲ ﺷﺪن ﺑﺎ آن ﻣﻮاﺟﻬﻨﺪ ﻣﺴﺌﻠﻪ ﺑﻪ ﮔﺮدش‬
‫درآوردن ﭼﺮخ ﺗﻮﺳﻌﻪ اﺳﺖ و ﺗﻮﺳﻌﻪ ﭘﺎﻳﺪار در ﺟﻬﺖ اﻳﺠﺎد ﻳﻚ اﻗﺘﺼﺎد ﻣﺘﻜـﻲ ﺑـﻪ ﺧـﻮد ﺗﻨﻬـﺎ ﻫﻨﮕـﺎﻣﻲ‬
‫اﻣﻜﺎنﭘﺬﻳﺮ اﺳﺖ ﻛﻪ ﺗﻮأم ﺑﺎ ﭘﻴـﺸﺮﻓﺖ ﻣـﺪاوم ﻋﻠﻤـﻲ و ﺗﻜﻨﻮﻟـﻮژﻳﻜﻲ ﺑـﻮده و ﺑﻮﺳـﻴﻠﻪ آن ﺗﻘﻮﻳـﺖ ﮔـﺮدد‪.‬‬
‫ﻛﺸﻮرﻫﺎي در ﺣﺎل ﺗﻮﺳﻌﻪ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺗﻮﺳﻌﻪ ﻫﻤﺰﻣﺎن اﻗﺘﺼﺎد و ﺗﻮاﻧﺎﺋﻴﻬﺎي ﻋﻠﻤﻲ ﺧﻮد ﺑﺎ ﻣﺸﻜﻼت ﻋﺪﻳﺪه‪-‬‬
‫اي درﮔﻴﺮﻧﺪ ﻛﻪ از ﺟﻤﻠﻪ ﻣﻲﺗﻮان ﺷﺎﻟﻮده ﺿﻌﻴﻒ ﺳﻴﺎﺳﺖ ﺗﻮﺳـﻌﻪ ﻋﻠﻤـﻲ و ﺗﻜﻨﻮﻟـﻮژﻳﻜﻲ و اﺳـﺘﺮاﺗﮋﻳﻬﺎي‬
‫ﺗﻮﺳﻌﻪ‪ ،‬ﻓﻘﺪان ﺗﺸﻜﻴﻼت ﺳﺎزﻣﺎﻧﻲ ﻗﻮي و ﻧﺎرﺳﺎﺋﻴﻬﺎي ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي ﺗﺤﻘﻴﻖ و ﺗﻮﺳﻌﻪ ﻧﻴﺮوي اﻧﺴﺎﻧﻲ ﻣﺤﺪود‬
‫و ﺗﻮزﻳﻊ ﻧﺎﻫﻤﺎﻫﻨﮓ آن‪ ،‬ﻓﻘﺪان راﻫﻬﺎي ﻣﻨﺎﺳﺐ و ﻫﻤﻮار ﺟﻬﺖ ﺗﻬﻴﻪ وﺳﺎﺋﻞ ﺗﺤﻘﻴﻖ و ﮔﺮدش اﻃﻼﻋـﺎت‪ ،‬و‬
‫از ﻫﻤﻪ ﻣﻬﻤﺘﺮ ﻣﺸﻜﻞ ﺗﻮﺳﻌﻪ ﻋﻠﻤﻲ و ﺗﻜﻨﻮﻟﻮژﻳﻜﻲ را ﻧﺎم ﺑﺮد ﻛﻪ ﻣـﻮرد اﺧﻴﺮاﻟـﺬﻛﺮ در ﻣﻴـﺎن اﻏﻠـﺐ اﻳـﻦ‬
‫ﻛﺸﻮرﻫﺎ ﺑﺼﻮرت ﻳﻚ ﻣﺸﻜﻞ ﻣﺸﺘﺮك ﺧﻮدﻧﻤﺎﻳﻲ ﻣﻲﻛﻨﺪ‪.‬ﺑﺮاي اﻳﻨﻜـﻪ ﻛـﺸﻮر در ﺣـﺎل ﺗﻮﺳـﻌﻪاي ﺑﺘﻮاﻧـﺪ‬
‫ﻣﺸﻜﻼت ﻓﻮقاﻟﺬﻛﺮ را ﭘﺸﺖ ﺳﺮ ﮔﺬارد و وارد ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺻﻨﻌﺘﻲ ﺷﺪن ﮔﺮدد‪ ،‬ﺑﺮﻃﺮف ﻧﻤﻮدن ﻣﻮاﻧﻊ ﻧـﺎﻣﺒﺮده‬
‫را ﺑﺎﻳﺪ ﺑﺼﻮرت ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﺪرﻳﺠﻲ و ﺑﻠﻨﺪﻣﺪت اﻧﺠﺎم دﻫﺪ‪ .‬راﻫﻬﺎي ﺻﻨﻌﺘﻲ ﺷﺪن ﺑـﺮ ﺣـﺴﺐ ﺗﻮاﻧﺎﺋﻴﻬـﺎ و‬
‫ﺗﻨﮕﻨﺎﻫﺎي ﻣﻮﺟﻮد در ﻫﺮ ﻛﺸﻮري ﻣﺘﻔﺎوت اﺳﺖ‪ .‬ﺑﺮاي ﻣﺜﺎل روش ﺻﻨﻌﺘﻲ ﺷـﺪن ﻛـﺸﻮري ﻛـﻪ از ﻟﺤـﺎظ‬
‫ﻣﻨﺎﺑﻊ ﻃﺒﻴﻌﻲ ﻏﻨﻲ اﺳﺖ وﻟﻲ از ﻧﻈﺮ ﻣﻨﺎﺑﻊ اﻧﺴﺎﻧﻲ ﻓﻘﻴﺮ اﺳﺖ ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﻛﺸﻮري ﻛﻪ داراي ﻣﻨـﺎﺑﻊ اﻧـﺴﺎﻧﻲ‬
‫ﻛﺎﻓﻲ اﺳﺖ اﻣﺎ ﻣﻨﺎﺑﻊ ﻃﺒﻴﻌﻲ آن ﻣﺤﺪود اﺳﺖ ﺗﻔﺎوت ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬ﺗﺮﺳﻴﻢ راه ﻳﺎ ﻣﺴﻴﺮي ﺑﺮاي ﺻـﻨﻌﺘﻲ ﺷـﺪن‬
‫ﻣﺴﺘﻠﺰم ﺑﺮرﺳﻲ و ﺗﻮﺟﻪ ﻋﻤﻴﻖ ﺑﻪ ﻋﻮاﻣﻞ اﺟﺘﻤﺎﻋﻲ ﺳﻴﺎﺳﻲ‪ ،‬ﻓﺮﻫﻨﮕﻲ و اﻗﺘﺼﺎدي اﺳﺖ‪.‬ﺗﻮﺳﻌﻪ ﺗﻜﻨﻮﻟـﻮژي‬
‫ﻣﻨﺎﺳﺐ ﺑﺴﺘﮕﻲ ﺑﻪ ﻋﻮاﻣﻞ ﻋﻤﺪهاي از ﺟﻤﻠﻪ ﺳﺮﻣﺎﻳﻪ‪ ،‬ﺳﻄﺢ ﻣﻬﺎرت ﻧﻴـﺮوي اﻧـﺴﺎﻧﻲ و در دﺳـﺘﺮس ﺑـﻮدن‬
‫ﻣﻮاد ﻻزم ﺑﺮاي ﺗﻐﺬﻳﻪ ﺗﻜﻨﻮﻟﻮژﻳﻜﻲ دارد و ﻋﻼوه ﺑﺮ اﻳﻦ ﻗﺎﺑﻠﻴـﺖ ﺟـﺬب آن ﺑـﻪ ﻋﻮاﻣـﻞ ﻣﺘﻌـﺪد ﻓﺮﻫﻨﮕـﻲ‪،‬‬
‫اﺟﺘﻤﺎﻋﻲ و ﻣﺤﻴﻄﻲ ﺑﺴﺘﮕﻲ دارد ﻛﻪ اﻳﺠﺎد ﻫﻤﺎﻫﻨﮕﻲ در ﻣﻴﺎن اﻳﻦ ﻓﺎﻛﺘﻮرﻫﺎ از ﻣﺸﻜﻼت ﻋﻤﺪه ﻣﺤـﺴﻮب‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪.‬اﻳﻦ ﻛﺘﺎب ﻛﻪ در ﻣﻮرد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﺻﻨﻌﺘﻲ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﺮﺟﻤﻪ ﻓﺼﻞ ﭼﻬﺎرم ﻛﺘـﺎب ‪Pipe line‬‬
‫‪ Design & Constructor‬ﺑﺎ ﻧﻮﻳﺴﻨﺪﮔﻲ آﻗﺎﻳـﺎن دﻛﺘـﺮ ﻣﺤـﻴﻂﭘـﻮر‪ ،‬ﮔﻠـﺸﻦ و ﻣـﻮراﻧﻲ از اﻧﺘـﺸﺎرات‬
‫‪ ASME‬اﺳﺖ و اﻧﺘﻈﺎر ﻣﻲرود در ﺟﻬﺖ دﺳﺘﻴﺎﺑﻲ ﺑﻪ ﺗﺮﺑﻴﺖ ﻧﻴﺮوي اﻧﺴﺎﻧﻲ ﻛﺎرآﻣﺪ و ﺑﺮﺧﻮردار از ﻣﻬﺎرت‬
‫ﻓﻨﻲ ﺑﺎﻻ ﻗﺪﻣﻲ در ﺟﻬﺖ ﺗﻮﺳﻌﻪ و ﻓﻦآوري ﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﻣﻴﺪوار اﺳﺖ ﻛﻪ ﻫﻤﻜﺎران ﻣﺤﺘـﺮم در ﻋﻤﻠﻴـﺎت اﻧﺘﻘـﺎل‬
‫ﮔﺎز ﺑﺎ ﻣﻄﺎﻟﻌﻪ ﻣﻄﺎﻟﺐ اراﺋﻪ ﺷﺪه ﺿﻤﻦ ارﺳﺎل ﻧﻘﻄﻪﻧﻈـﺮات اﺻـﻼﺣﻲ ﺧـﻮد در ﻫـﺮ ﭼـﻪ ﭘﺮﺑـﺎرﻛﺮدن اﻳـﻦ‬
‫ﻣﺠﻤﻮﻋﻪ ﻣﺎ را ﻳﺎري ﻓﺮﻣﺎﻳﻨﺪ‪.‬در ﭘﺎﻳﺎن ﻻزم ﻣﻲ داﻧﻢ از ﺟﻨﺎب آﻗﺎي ﺳﻴﺪ ﻣﺤﻤـﻮد ﺣـﺴﻴﻨﻲ ﭘـﮋوه رﻳﺎﺳـﺖ‬
‫ﻣﺤﺘﺮم آﻣﻮزش و ﺗﺠﻬﻴﺰ ﻧﻴﺮوي اﻧﺴﺎﻧﻲ‪،‬ﻣﻬﻨﺪس ﺧﻠﻴﻞ ﻗﻨﺎدي رﺋﻴﺲ ﻣﺤﺘـﺮم آﻣـﻮزش ﻓﻨـﻲ و ﺗﺨﺼـﺼﻲ‬
‫وﻣﻬﻨﺪس داﻧﺸﻴﺎر ﻛﻪ اﻣﻜﺎن ﺗﺮﺟﻤﻪ و ﭼﺎپ ﻛﺘﺎب را ﻓﺮاﻫﻢ ﻧﻤﻮدﻧﺪ و ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ ﻣﻬﻨﺪس ﻓﺮﻳﺪ ﺑـﻦ ﺳـﻌﻴﺪ‬
‫ﻛﻪ زﺣﻤﺖ وﻳﺮاﻳﺶ را ﻣﺘﺤﻤﻞ ﮔﺮدﻳﺪﻧﺪ ﺗﺸﻜﺮ و ﻗﺪرداﻧﻲ ﻧﻤﺎﻳﻢ و آرزوي ﺳﺮﺑﻠﻨﺪي را ﺑﺮاي اﻳﻦ ﻋﺰﻳﺰان از‬
‫ﺧﺪاوﻧﺪ ﻣﺘﻌﺎل ﺧﻮاﺳﺘﺎرم ‪.‬‬
‫وﺣﻴﺪ رﺿﺎ زﻳﺪي ﻓﺮد‬
‫زﻣﺴﺘﺎن ‪1386‬‬

‫

‬
 ‫ﻓﻬﺮﺳﺖ ﻋﻨﺎوﻳﻦ‬

‫ﺻﻔﺤﻪ‬ ‫ﻋﻨﻮان‬

‫ﻣﻘﺪﻣﻪ ‪1 ............................................................................................................................................................‬‬

‫ا ﻧﻮاع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ‪1 ........................................................................................................................................‬‬

‫ﮔﺮداﻧﻨﺪهﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ‪5 .............................................................................................................................‬‬

‫آراﻳﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ‪10 .....................................................................................................................‬‬

‫ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل و آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز از ﻟﺤﺎظ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ‪12 .................................................................‬‬

‫ﺗﻐﻴﻴﺮ دﻣﺎ در ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز ‪22 ..........................................................................................................‬‬

‫ﺗﺮاﻛﻢ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﮔﺎز از ﻟﺤﺎظ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ‪25 ....................................................................................‬‬

‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎز در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ‪31 ...........................................................................................................‬‬

‫ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ‪43 ....................................................................................................................‬‬

‫ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ‪54 ................................................................................................‬‬

‫ﺳﺮج در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ‪59 .................................................................................................‬‬

‫ﺗﺄﺛﻴﺮ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ‪59 .............................................................‬‬

‫ﻣﺴﺎﺋﻞ ﺣﻞ ﺷﺪه ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز ‪64 ........................................................................................‬‬

‫‪87 .....................................................................................................................................................‬‬ ‫ﺿﻤﻴﻤﻪ‬

‫

‬
 ‫ﻣﻘﺪﻣﻪ‬
‫ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﻛﻪ در ﺧﻄﻮط ﻟﻮﻟﻪ ﺣﺎدث ﻣﻲﮔﺮدد ﻧﻴﺎز ﺑﻪ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫ﻣﻌﻤﻮﻻً ﮔﺎز از ﻧﻘﺎط وﺻﻮل در ﻃﻮل ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ درﻳﺎﻓﺖ و در دﺑﻲ و ﻓﺸﺎر ﻣﺸﺨﺺ ﺑﻪ ﻣﺮاﻛﺰ ﻓﺮوش ﺗﺤﻮﻳﻞ‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﺑﻪ ﻟﺤﺎظ اﻧﺒﺴﺎط ﮔﺎز‪ ،‬وﺟﻮد ﺗﻠﻔﺎت اﺻﻄﻜﺎﻛﻲ‪ ،‬ﺗﻐﻴﻴﺮ در ارﺗﻔﺎع‪ ،‬ﻳﺎ ﻧﻮﺳﺎﻧﺎت دﻣﺎ‪ ،‬در ﺑﻴﻦ اﻳﻦ‬
‫ﻧﻘﺎط ﻳﻚ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﺑﻪ وﻗﻮع ﻣﻲﭘﻴﻮﻧﺪد‪ .‬ﺗﻐﻴﻴﺮ ﺟﺮﻳﺎن ﺳﺒﺐ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻓﺸﺎر در ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ‬
‫ﻛﻪ دﺑﻲ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز از ﻣﺤﺪودة ﻣﺒﻨﺎي ﻃﺮاﺣﻲ ﻓﺮاﺗﺮ رود‪ ،‬ﺑﺮاي ﺗﺜﺒﻴﺖ ﻣﺤﺪودة ﻓﺸﺎر ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز در ﻧﻘﻄﺔ‬
‫ﺗﺤﻮﻳﻞ‪ ،‬روﺷﻬﺎﻳﻲ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ ،‬ﻛﻪ ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬
‫‪1‬‬
‫اﻟﻒ( ﻟﻮپ ﻧﻤﻮدن ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ‬
‫ب ( اﺿﺎﻓﻪ ﻧﻤﻮدن اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎ ر‬
‫ج ( ﺑﻬﺮهﮔﻴﺮي از دو روش اﻟﻒ و ب‬
‫ارزﻳﺎﺑﻲ اﻗﺘﺼﺎدي روﺷﻬﺎي ﻣﻮرد اﺷﺎره ﺑﻪ ﻋﻮاﻣﻞ زﻳﺮ ﺑﺴﺘﮕﻲ دارد‪:‬‬
‫ﻫﺰﻳﻨﻪﻫﺎي ﺳﺮﻣﺎﻳﻪﮔﺬاري‬ ‫•‬
‫ﻫﺰﻳﻨﺔ ﺳﻮﺧﺖ‬ ‫•‬
‫آﻟﻮدﮔﻲ ﻣﺤﻴﻂ زﻳﺴﺖ‬ ‫•‬
‫ﻧﮕﻬﺪاري‬ ‫•‬
‫ﺗﻮﺳﻌﺔ آﺗﻲ‬ ‫•‬
‫ا ﻧﻮا ع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ‬

‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ ﺳﻪ ﮔﺮوه اﺻﻠﻲ ﺗﻘﺴﻴﻢﺑﻨﺪي ﻧﻤﻮد‪:‬‬

‫‪2‬‬
‫‪ -1‬ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﻣﺜﺒﺖ‬
‫‪3‬‬
‫‪ -2‬دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‬
‫‪4‬‬
‫‪ -3‬اﻧﮋﻛﺘﻮري‬

‫‪-Loop‬‬

‫‪- Postive Displacement‬‬

‫‪ - Dynamic‬‬

‫‪- Injectors‬‬

‫

‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﻣﺜﺒﺖ ﻳﺎ ﺟﺮﻳﺎن ﻣﺘﻨﺎوب‪ ،‬ﻣﻘﺪاري از ﮔﺎز را در داﺧﻞ ﻳﻚ ﺣﺠﻢ ﺑﺴﺘﻪ ﻣﺤﺒﻮس‬
‫ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪ .‬ﺑﺎ ﻛﺎﻫﺶ ﺣﺠﻢ‪ ،‬ﻓﺸﺎر ﮔﺎز ﻣﺤﺒﻮس اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ .‬آﻧﮕﺎه ﮔﺎز ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺑﻪ ﻧﻘﻄﺔ‬
‫‪5‬‬
‫دﻫﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺗﺤﻮﻳﻞ داده ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﻣﺜﺒﺖ ﻳﺎ ﺟﺮﻳﺎن ﻣﺘﻨﺎوب‪ ،‬ﺑﻪ دوﻧﻮع ﻣﺠﺰا ﺗﻘﺴﻴﻢﺑﻨﺪي ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪:‬‬
‫اﻟﻒ( ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي رﻓﺖ و ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ‬
‫ب ( ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﭼﺮﺧﺸﻲ‬
‫در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي رﻓﺖ و ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ‪ ،‬ﺣﺠﻢ ﮔﺎز درون ﻳﻚ ﺳﻴﻠﻨﺪر ﺗﻮﺳﻂ ﻳﻚ ﭘﻴﺴﺘﻮن ﻛﺎﻫﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪.‬‬
‫ﺑﺮاي ﻫﺪاﻳﺖ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز و ﻧﻴﺰ ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از ﺟﺮﻳﺎن ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ‪ ،‬ﻧﻴﺎز ﺑﻪ وﺟﻮد ﺳﻮﭘﺎپ در ﺳﻴﻠﻨﺪرﻫﺎ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﭼﺮﺧﺸﻲ‪ ،‬روﺗﻮرﻫﺎ ﺑﺎ ﭘﺮه ﻳﺎ ﻟﺒﻪ ﺗﺠﻬﻴﺰ ﻣﻲﮔﺮدﻧﺪ‪ .‬آﻧﻬﺎ ﮔﺎز را در ﻳﻚ ﺣﺠﻢ ﺛﺎﺑﺖ ﻳﺎ‬
‫ﻣﺘﻐﻴﺮ‪،‬ﺑﻴﻦ ﺧﻮدﺷﺎن و ﻳﻚ ﭘﻮﺳﺘﺔ ﺧﺎرﺟﻲ ﻣﺤﺒﻮس ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪ .‬ﻫﻤﺰﻣﺎن ﺑﺎ ﮔﺮدش روﺗﻮر‪ ،‬ﮔﺎز از ورودي ﺑﻪ‬
‫ﺧﺮوﺟﻲ ﺟﺎﺑﺠﺎ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬در اﻳﻦ ﻧﻮع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻧﻴﺎزي ﺑﻪ ﺳﻮﭘﺎپ ﻧﻤﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﻳﻦ ﻧﻮع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﻣﻌﻤﻮﻻً‬
‫ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﻫﻮا در ﺗﺄﺳﻴﺴﺎت ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪.‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﺟﺮﻳﺎن ﭘﻴﻮﺳﺘﻪ ﻳﺎ‬
‫دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ )ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ‪ :‬ﺗﻮرﺑﻮﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ( ﻓﺸﺎر ﮔﺎز را در ﻣﻘﺎﺑﻞ ﻧﻴﺮوﻫﺎي داﺧﻠﻲ اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲدﻫﻨﺪ )ﻳﻌﻨﻲ‬
‫اﻓﺰاﻳﺶ ﺳﺮﻋﺖ ﮔﺎز و ﺗﻐﻴﻴﺮ اﻧﺮژي ﺑﻪ ﻓﺸﺎر(‪.‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ﺑﻪ دو ﻧﻮع اﺻﻠﻲ ﺗﻘﺴﻴﻢﺑﻨﺪي‬
‫ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪:‬‬
‫اﻟﻒ( ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ )ﺷﻌﺎﻋﻲ(‬
‫ب ( ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﻣﺤﻮري‬
‫در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ ،‬ﺳﺮﻋﺖ ﺗﻮﺳﻂ ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﻳﻚ ﭘﺮواﻧﻪ دوار‪ ،‬ﺑﻪ ﮔﺎز اﻓﺰوده ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬در ﺣﻴﻦ‬
‫ﭼﺮﺧﻴﺪن آﻧﻬﺎ‪ ،‬ﻧﻴﺮوﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻬﺎي ﮔﺎز را ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﺧﺎرج ﺳﻮق ﻣﻲدﻫﻨﺪ‪ ،‬ﻛﻪ ﺳﺒﺐ‬
‫اﻓﺰاﻳﺶ ﺷﻌﺎع ﭼﺮﺧﺶ و ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ اﻓﺰاﻳﺶ ﺳﺮﻋﺖ ﻣﻤﺎﺳﻲ ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻬﺎي ﮔﺎز ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬اﻓﺰاﻳﺶ ﺳﺮﻋﺖ ﺑﺎﻋﺚ‬
‫اﻳﺠﺎد ﺷﺘﺎب ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬و اﻳﻦ ﺷﺘﺎب ﻧﻴﺮوﻫﺎي اﻳﻨﺮﺳﻲ را ﻛﻪ ﺑﺮ ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻬﺎي ﮔﺎز اﻋﻤﺎل ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ ﻓﻌﺎل و‬
‫ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻬﺎ را ﻣﺘﺮاﻛﻢ ﻣﻲﺳﺎزد‪ .‬ﺑﺨﺸﻲ از ﻓﺸﺎر در ﭘﺮواﻧﻪ و ﺑﺨﺸﻲ در ﭘﺨﺸﮕﺮ‪ 6‬ﺷﻌﺎﻋﻲ ﻣﺤﻴﻂ ﺑﺮ ﭘﺮه‪ ،‬ﻳﺎ در‬
‫ﭘﺨﺸﮕﺮ ﺣﻠﺰوﻧﻲ دﻫﺶ واﻗﻊ در اﻧﺘﻬﺎي ﺧﺮوﺟﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬اﺣﻴﺎء ﻣﻲﺷﻮد‪.‬ﺑﻪ ﻫﻨﮕﺎم ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر در‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﻣﺤﻮري‪ ،‬ﻳﻚ روﺗﻮر ﭼﺮﺧﺸﻲ‪ ،‬اﻧﺮژي ﺧﻮد را ﺑﻪ درون ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز اﻧﺘﻘﺎل ﻣﻲدﻫﺪ‪ .‬در اﻳﻦ‬
‫ﻧﻮع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز ﻣﻮازي ﺑﺎ ﻣﺤﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي اﻧﮋﻛﺘﻮري از اﻧﺮژي ﺟﻨﺒﺸﻲ ﻳﻚ ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﺳﻴﺎل ﺑﺮاي ﻓﺸﺮده ﺳﺎزي ﺳﻴﺎل دﻳﮕﺮ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪ .‬اﻳﻦ ﻧﻮع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي اﻧﺘﻘﺎل ﮔﺎز‬

‫‪-Discharge‬‬

‫‪- Diffuser‬‬

‫

‬
‫ﻃﺒﻴﻌﻲ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻧﻤﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬در اﻳﻦ ﻓﺼﻞ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻚ و ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﻣﺜﺒﺖ‬
‫ﻣﻮرد ﺑﺤﺚ ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪.‬‬
‫در ﻧﻤﻮدار )‪ ،(4-1‬اﻧﻮاع ﻣﺨﺘﻠﻒ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﻧﻤﺎﻳﺶ داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ - 4 – 1‬اﻧﻮاع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ )‪(Courtesy GPSA‬‬

‫

‬
‫اﻣﺮوزه در ﺻﻨﺎﻳﻊ ﭘﻴﺸﺮﻓﺘﻪ‪ ،‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺟﻬﺖ اﻫﺪاف ﻣﺨﺘﻠﻔﻲ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪.‬‬
‫ﺷﺎﺧﺺﻫﺎﻳﻲ ﻛﻪ ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر اﻧﺘﺨﺎب ﻳﻚ ﻧﻮع ﺧﺎص از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده واﻗﻊ ﻣﻲﺷﻮد‬
‫ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪاز‪ :‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ‪) 7‬ﻧﺴﺒﺖ ﻓﺸﺎر‪ ،(8‬ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،9‬ﺟﺮﻳﺎن ورودي‪ ،‬و ﻗﺎﺑﻠﻴﺖ اﻃﻤﻴﻨﺎن ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ‪.‬‬
‫ﺷﻜﻞ )‪ ،(4-2‬ﻣﺤﺪودة ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ اﻧﻮاع ﻣﺨﺘﻠﻒ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﺑﺮﺣﺴﺐ ﺟﺮﻳﺎن ورودي و ﻓﺸﺎر دﻫﺶ‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺗﻮﺻﻴﻒ ﻣﻲﻛﻨﺪ‪.‬‬

‫‪- Discharge Pressure‬‬

‫‪-Pressure Ratio‬‬

‫‪-compressor Head‬‬

‫

‬
 ‫ﺷﻜﻞ ‪ – 4 – 2‬ﻧﻤﻮدار ﭘﻮﺷﺸﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )‪(Courtesy GPSA‬‬

‫ﮔﺮداﻧﻨﺪهﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺑﻪ دﺳﺘﮕﺎه دﻳﮕﺮي ﻛﻪ ﻣﺤﻮر آﻧﻬﺎ را ﺑﻪ ﮔﺮدش درﻣﻲآورد‪ ،‬ﻣﺘﺼﻞ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪.‬‬
‫ﻣﺘﺪاولﺗﺮﻳﻦ ﻣﺎﺷﻴﻨﻬﺎي ﮔﺮداﻧﻨﺪه ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي‬ ‫•‬
‫ﻣﻮﺗﻮرﻫﺎي اﻟﻜﺘﺮﻳﻜﻲ‬ ‫•‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﺑﺨﺎر‬ ‫•‬
‫‪10‬‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي اﻧﺒﺴﺎﻃﻲ‬ ‫•‬
‫ﻣﺘﺪاولﺗﺮﻳﻦ ﮔﺮداﻧﻨﺪة ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﻧﻘﺎط دوردﺳﺖ‪ ،‬ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي )ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي اﺣﺘﺮاق ﮔﺎز(‬
‫ﻫﺴﺘﻨﺪ‪ ،‬ﺑﻪ وﻳﮋه اﻳﻨﻜﻪ در ﺳﻴﺴﺘﻢﻫﺎي اﻧﺘﻘﺎل ﮔﺎز ﻛﺎرﺑﺮد دارﻧﺪ‪ .‬ﻣﻌﻤﻮﻻً اﻳﻦ ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎ ﻣﻨﺎﺳﺐﺗﺮﻳﻦ‬
‫ﮔﺮداﻧﻨﺪه ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﻣﺤﺴﻮب ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪.‬در ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي‪ ،‬ﻳﻚ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ‪،‬‬
‫ﻧﻴﺮوي ﻣﺤﻮر را ﺑﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻨﺘﻘﻞ ﻣﻲ ﻛﻨﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي ﻧﺴﺒﺘﺎً ﺟﻤﻊ وﺟﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ،‬آﻧﻬﺎ داراي‬
‫ﻳﻚ ﻧﻴﺮوي زﻳﺎد ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ وزن ﻫﺴﺘﻨﺪ و ﺑﺮاي ﺳﺮﻋﺘﻬﺎي ﺑﺎﻻي‪ ،‬ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬
‫ﻛﺎﻣﻼً ﻣﻨﺎﺳﺐ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬آﻧﻬﺎ در ﻣﺤﺪودهاي ﻛﻪ ﻣﻨﻄﺒﻖ ﺑﺎ ﻣﺤﺪودة ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪،‬‬
‫راﻫﺒﺮي ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ .‬اﻳﻦ ﻣﺤﺪوده‪ 60 ،‬ﺗﺎ ‪ 105‬درﺻﺪ ﺳﺮﻋﺖ ﻃﺮاﺣﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي‬
‫ﮔﺎزي ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﮔﺮداﻧﻨﺪهﻫﺎي ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ‪ ،‬ﺷﺎﻣﻞ دو ﺟﺰء اﺻﻠﻲ ﻣﻲ ﺑﺎﺷﻨﺪ ﻛﻪ ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬
‫اﻟﻒ( ژﻧﺮاﺗﻮر ﮔﺎزي‬
‫ب ( ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد‬
‫ژﻧﺮاﺗﻮر ﮔﺎزي )ﻣﻮﺗﻮر ﺟﺖ(‪ ،‬ﺗﻮﻟﻴﺪ ﻛﻨﻨﺪة ﮔﺎزﻫﺎي ﺧﺮوﺟﻲ داغ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ ﺑﻪ ﺻﻮرت‬
‫آﺋﺮودﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ﺑﻪ ژﻧﺮاﺗﻮر ﮔﺎزي ﻣﺘﺼﻞ ﻣﻲﮔﺮدد‪ ،‬و از ﻃﺮﻳﻖ ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻧﺒﺴﺎﻃﻲ‪ ،‬از اﻳﻦ ﮔﺎزﻫﺎي داغ‬
‫ﺑﺮاي اﻳﺠﺎد ﻧﻴﺮوي ﻣﺤﻮر اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬در ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﻮﻟﻴﺪ ﻧﻴﺮو‪ ،‬ﻫﻮا ﺑﺪرون ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻛﺸﻴﺪه ﻣﻲ ﺷﻮد ‪.‬در‬
‫ﺣﻴﻦ ﻋﺒﻮر ﻫﻮا ازﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﺟﺮﻳﺎن ﻣﺤﻮري ﭼﻨﺪ ﻣﺮﺣﻠﻪ اي )ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﻮا( درون ﺗﻮرﺑﻴﻦ‪ ،‬ﻓﺸﺎر و دﻣﺎي آن‬
‫زﻳﺎد ﻣﻲ ﮔﺮدد‪.‬اﻳﻦ ﻫﻮاي ﻓﺸﺮده ﺷﺪه ﭘﺲ از ﺗﺮﻛﻴﺐ ﺑﺎ ﮔﺎزﺳﻮﺧﺖ‪ ،‬درون ﻣﺤﻔﻈﻪ اﺣﺘﺮاق ﺗﺰرﺑﻖ‬
‫وﻣﺤﺘﺮق ﻣﻲﮔﺮدد‪ ،‬ﮔﺎز ﺣﺎﺻﻞ از اﺣﺘﺮاق ﺑﺎ دﻣﺎ و ﻓﺸﺎر ﺑﺎﻻ از داﺧﻞ ﻳﻚ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻓﺸﺎر ﻗﻮي‪ 11‬ﻛﻪ در اﺛﺮ‬
‫اﻧﺮژي آزاده ﺷﺪه از اﺣﺘﺮاق ﮔﺎزﻫﺎ ﻣﻲﭼﺮﺧﺪ‪ ،‬ﻋﺒﻮر ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻓﺸﺎر ﻗﻮي ﻣﺴﺘﻘﻴﻤﺎً ﺑﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫‪ -Turbo Expander‬‬

‫‪- Power Turbine‬‬

‫

‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﻣﺤﻮري )ﻳﻌﻨﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻫﻮا( ﻣﺘﺼﻞ اﺳﺖ و آن را ﺑﻪ ﺣﺮﻛﺖ درﻣﻲآورد‪ .‬اﻧﺮژي ﺑﺎﻗﻴﻤﺎﻧﺪه در‬
‫ﮔﺎزﻫﺎي ﺧﺮوﺟﻲ‪ ،‬ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد را ﻣﻲﭼﺮﺧﺎﻧﺪ و اﻳﻦ اﻣﺮ ﺳﺒﺐ اﻳﺠﺎد ﻧﻴﺮوي ﻣﺤﻮري ﺑﺮاي ﮔﺮداﻧﺪن‬
‫‪2‬‬
‫ﻣﺤﻮر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬از ﻛﻞ اﻧﺮژي ﺗﻮﻟﻴﺪي ﺑﻪ وﺳﻴﻠﻪ ژﻧﺮاﺗﻮر ﮔﺎزي‪ ،‬ﻣﻌﻤﻮﻻً ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻫﻮا‬
‫‪3‬‬
‫‪1‬‬
‫آن ﺑﻪ ﻣﺤﻮرﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي ﺗﺤﻮﻳﻞ داده ﻣﻲﺷﻮد‪.‬ﻋﻤﻮﻣﺎً ژﻧﺮاﺗﻮرﻫﺎي‬ ‫آن را ﻣﺼﺮف ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ و ﺗﻨﻬﺎ‬
‫‪3‬‬
‫ﮔﺎزي ﺑﻪ دو ﻧﻮع »ﺻﻨﻌﺘﻲ« و »ﻫﻮاﻳﻲ« ‪12‬ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻘﺴﻴﻢﺑﻨﺪي ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬راﻳﺞﺗﺮﻳﻦ ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي ﻧﻮع‬
‫»ﻫﻮاﻳﻲ« ﻳﺎ ﻫﻤﺎن ﻣﻮﺗﻮرﻫﺎي ﺟﺖ ﻫﻮاﭘﻴﻤﺎ ﻫﺴﺘﻨﺪ ﻛﻪ ﺑﻪ ﺻﻮرت اﺳﺎﺳﻲ اﺻﻼح و ﺗﻮﺳﻌﻪ ﻳﺎﻓﺘﻪاﻧﺪ‪ .‬از‬
‫ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي آﻧﺎن ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ ﻃﺮاﺣﻲ ﻣﺘﺮاﻛﻢ‪ ،‬ﺳﺒﻜﻲ و ﺑﺎزدﻫﻲ ﺣﺮارﺗﻲ ﺑﺎﻻ اﺷﺎره ﻧﻤﻮد‪ .‬ﻣﻮﺗﻮرﻫﺎي‬
‫ﻫﻮاﻳﻲ ﻏﺎﻟﺒﺎً ﺑﺮاي ﻣﺼﺎرف ﺻﻨﻌﺘﻲ ﺳﺎزﮔﺎر ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪.‬ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي از ﻧﻮع »ﺻﻨﻌﺘﻲ« داراي ﺑﺎزدﻫﻲ‬
‫ﺣﺮارﺗﻲ ﭘﺎﻳﻴﻦﺗﺮ‪ ،‬ﻃﻮل ﻋﻤﺮ ﺑﺎﻻﺗﺮ و از ﻟﺤﺎظ وزن ﺳﻨﮕﻴﻦﺗﺮ از ﻣﻮﺗﻮرﻫﺎي ﻫﻮاﻳﻲ ﺑﻪ ﺷﻤﺎر ﻣﻲآﻳﻨﺪ‪ .‬ﺷﻜﻞ‬
‫‪ 4-3‬ﺷﻤﺎﻳﻲ از ﻳﻚ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي دو ﻣﺤﻮره ﻛﻪ ﮔﺮداﻧﻨﺪه ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ را ﺑﻪ ﻧﻤﺎﻳﺶ ﻣﻲﮔﺬارد‪.‬‬
‫اﺟﺰاء ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي و ﺳﻴﺴﺘﻢﻫﺎي ﻛﻤﻜﻲ ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﻣﺴﻴﺮ ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮاي ﮔﺬرﻧﺪه از دﺳﺘﮕﺎه ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ‬
‫ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﺠﺮاي ﻣﻜﺶ ﻫﻮا‬ ‫•‬
‫ﺑﺨﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬ ‫•‬
‫ﭘﺨﺸﮕﺮ‬ ‫•‬
‫ﺑﺨﺶ اﺣﺘﺮاق‬ ‫•‬
‫ﺑﺨﺶ ﺗﻮرﺑﻴﻦ‬ ‫•‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد‬ ‫•‬
‫اﺑﺰار دﻗﻴﻖ و ﻛﻨﺘﺮل آﻻت‬ ‫•‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢﻫﺎي ﻛﻤﻜﻲ‬ ‫•‬

‫‪13‬‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﺠﺮاي ﻣﻜﺶ ﻫﻮا‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﺠﺮاي ﻣﻜﺶ ﻫﻮا ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ ﻓﻴﻠﺘﺮ ورودي و ﻣﺠﺮا‪ ،‬دﻫﺎﻧﻪ ﺷﻴﭙﻮري ورودي و ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎي‬
‫ورودي ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻓﻴﻠﺘﺮ ﻣﻌﻤﻮﻻً از ﻧﻮع ﻫﻮا ‪-‬ﺿﺮﺑﻪاي و ﺧﻮدﺗﻤﻴﺰﻛﻦ اﺳﺖ‪ .‬اﻟﻤﻨﺖﻫﺎي ﺛﺎﻧﻮﻳﻪ ﻓﻴﻠﺘﺮ‬
‫ﻗﺎﺑﻞ ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ‪ ،‬ﻏﺎﻟﺒﺎً ﺑﻪ ﺻﻮرت ﺳﺮي ﺑﺎ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻓﻴﻠﺘﺮ اﺻﻠﻲ ﻗﺮار داده ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ .‬در دﺳﺘﮕﺎﻫﻬﺎي ﺑﺰرﮔﺘﺮ‬
‫ﻣﻌﻤﻮﻻً ﭘﺲ از ﻓﻴﻠﺘﺮﻫﺎ ﻧﻮﻋﻲ ﺗﻴﻐﻪ ﻧﺼﺐ ﺷﺪه اﺳﺖ ﻛﻪ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﻛﺎﻫﺶ آﺷﻔﺘﮕﻲ ﻫﻮا و ﻧﻴﺰ ﻛﺎﻫﺶ‬

‫‪- Aeroderivative‬‬

‫‪- Air Intake System‬‬

‫‬

‫

‬
‫ﺻﻮت ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ .‬ﺑﺪﻳﻦ ﺗﺮﺗﻴﺐ ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮا ﺑﻪ ﺻﻮرت ﻣﺴﺘﻘﻴﻢ ﺑﺎ ﮔﺬر از ورودي دﻫﺎﻧﺔ‬
‫ﺷﻴﭙﻮري ﺷﻜﻞ ﻛﻪ ﻫﻮا در آن ﺷﺘﺎب ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ ،‬وارد ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺳﭙﺲ ﻫﻮا از روي ﻣﺠﻤﻮﻋﻪاي از‬
‫ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎي ورودي ﻛﻪ آن را ﺑﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺟﺮﻳﺎن ﻣﺤﻮري در ﻳﻚ زاوﻳﺔ ﺑﻬﻴﻨﻪ ﻫﺪاﻳﺖ ﻣﻲﻛﻨﺪ‪،‬‬
‫ﻣﻲﮔﺬرد‪ .‬در ﺑﺮﺧﻲ از ﻣﻮاﻗﻊ‪ ،‬ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎي ورودي ﻣﺘﻐﻴﺮ‪ ،‬ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺑﻬﺒﻮد ﻋﻤﻠﻜﺮد ﺑﺮاي ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﻫﻮاي ﺧﺎرج از ﻣﺤﺪودة ﻃﺮاﺣﻲ‪ ،‬ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ ﺳﻴﺴﺘﻢ ورودي ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺷﺴﺘﺸﻮي آب ﺑﺮاي ﭘﺎك ﻛﺮدن و رﻓﻊ ﻫﺮ ﻧﻮع اﻧﺒﺎﺷﺖ ﺑﺮ روي ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﺤﻮري‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﺑﺮﺧﻲ از ﻣﻮارد‪ ،‬دﺳﺘﮕﺎﻫﻬﺎ ﺑﺎ ﻳﻚ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺿﺪ ﻳﺦ در ﺑﺨﺶ ﻣﺠﺮاي ﻣﻜﺶ ﺗﺠﻬﻴﺰ ﻣﻲﮔﺮدﻧﺪ‪.‬‬
‫ﻣﺒﺪلﻫﺎي ﺣﺮارﺗﻲ ﻳﺎ ﻧﺎزﻟﻬﺎي ﻫﻮاي داغ ﻛﻪ در ﻣﺴﻴﺮ ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮاي ورودي ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪاﻧﺪ‪ ،‬در ﺧﻼل‬
‫ﺷﺮاﻳﻂ ﺑﺴﻴﺎر ﺷﺪﻳﺪ ﻣﺎﻧﻊ از ﻳﺦزدﮔﻲ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪.‬‬
‫ﺑﺨﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‪ ،‬اوﻟﻴﻦ ﮔﺎم در ﭼﺮﺧﺔﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‪ ،‬در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﻣﺤﻮري ﻛﻪ ﺑﻼﻓﺎﺻﻠﻪ ﭘﺲ از ﺟﺮﻳﺎن ﭘﺎﻳﻴﻦ دﺳﺘﻲ ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎي ورودي ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪ اﺳﺖ‪ ،‬ﺑﻪ وﻗﻮع‬
‫ﻣﻲﭘﻴﻮﻧﺪد‪ .‬اﻳﻦ ﺑﺨﺶ ﻣﺸﺘﻤﻞ ﺑﺮ ﭼﻨﺪﻳﻦ ردﻳﻒ ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﺑﺎل ﺷﻜﻞ‪ 14‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ ﻛﻪ ﺑﻪ دﻳﺴﻜﻬﺎي دوار‬
‫ﭼﺴﺒﻴﺪهاﻧﺪ‪ .‬در ﺑﻴﻦ ﻫﺮ ردﻳﻒ دﻳﺴﻜﻬﺎي دوار ﻳﻚ ﺑﺨﺶ ﺛﺎﺑﺖ )اﺳﺘﺎﺗﻮر( ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﺳﺘﺎﺗﻮر‪ 15‬ﺷﺎﻣﻞ‬
‫ﭘﺮهﻫﺎي ﺛﺎﺑﺘﻲ اﺳﺖ ﻛﻪ ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮا را در ﻳﻚ زاوﻳﺔ ﺑﻬﻴﻨﻪ ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺑﻌﺪي ﻫﺪاﻳﺖ ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪ .‬ﺑﺮﺧﻲ‬
‫از ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي‪ ،‬اﺳﺘﺎﺗﻮر آﻧﻬﺎ ﻣﺸﺘﻤﻞ ﺑﺮ ﻳﻚ ردﻳﻒ ﭘﺮهﻫﺎي ﻣﺘﻐﻴﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ ﻛﻪ ﺑﺮاي ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از‬
‫ﺣﺮﻛﺖ ﺗﻴﻐﻪ ﻫﺎ و ﺳﺮج ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﺟﺮﻳﺎن )ﺳﺮﻋﺖ ﻣﺤﻮري( را در ﺷﺮاﻳﻂ ﺑﺎرﻫﺎي ﻣﺨﺘﻠﻒ ﺑﻬﻴﻨﻪ‬
‫ﻣﻲﺳﺎزﻧﺪ‪ .‬ﺗﻌﺪاد ردﻳﻔﻬﺎ‪ ،‬ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﻧﻮع ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي و ﺗﻮان ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻣﻲﻛﻨﺪ‪.‬ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي اﻳﺠﺎد‬
‫اﻓﺰاﻳﺶ ﻓﺸﺎر‪ ،‬اﻧﺮژي را ﺑﻪ ﻫﻮا ﻣﻨﺘﻘﻞ ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪ .‬ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺗﺤﻘﻖ اﻳﻦ اﻣﺮ‪ ،‬ﺗﻴﻐﻪﻫﺎ ﺑﺎﻳﺪ در ﺳﺮﻋﺘﻬﺎي ﺑﺴﻴﺎر‬
‫ﺑﺎﻻ دوران ﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺗﻴﻐﻪﻫﺎ ﺑﺎﻳﺪ ﺳﺒﻚ وزن ﺑﺎﺷﻨﺪ ﺗﺎ ﻧﻴﺮوي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ را ﺑﺮ دﻳﺴﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ ﺑﺮﺳﺎﻧﻨﺪ‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ اﺳﺘﺤﻜﺎم ﺑﺎﻻ در ﺑﺮاﺑﺮ ﺧﺴﺘﮕﻲ و ﻣﻘﺎوﻣﺖ زﻳﺎد در ﻣﻘﺎﺑﻞ ﺧﻮردﮔﻲ و ﺳﺎﻳﺶ‬
‫از ﺧﻮاص ﻣﻬﻢ ﻣﻮاد ﺗﺸﻜﻴﻞ دﻫﻨﺪة ﺗﻴﻐﻪ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪.‬ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﺛﺎﺑﺘﻲ ﻛﻪ ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮاي ﻧﺎﺷﻲ از اﻓﺰاﻳﺶ‬
‫ﻓﺸﺎر را اﻧﺘﺸﺎر ﻣﻲدﻫﻨﺪ‪ ،‬ﻳﻚ ﻣﺠﻤﻮﻋﻪ اﺳﺘﺎﺗﻮر ﻧﺎﻣﻴﺪه ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ اﻳﻦ ﺗﻴﻐﻪﻫﺎ ﺟﺮﻳﺎن را در ﻳﻚ‬
‫زاوﻳﺔ ﺑﻬﻴﻨﻪ ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﻣﺠﻤﻮﻋﺔ ﺑﻌﺪي ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي دوار ﻫﺪاﻳﺖ ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪.‬‬
‫‪16‬‬
‫ﭘﺨﺸﮕﺮ‬

‫‪-Airfoil‬‬

‫‪-Stator‬‬
‫‪- Diffuser‬‬

‫

‬
‫ﭘﺨﺸﮕﺮ در ﻗﺴﻤﺖ ﭘﺎﻳﻴﻦ دﺳﺘﻲ ﺑﺨﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪ اﺳﺖ‪ .‬ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮا ﺑﺎ ﻋﺒﻮر از‬
‫ﭘﺨﺸﮕﺮ ﻣﻨﺒﺴﻂ و در ﻧﺘﻴﺠﻪ ﺑﺎ ﻛﺎﻫﺶ ﺳﺮﻋﺖ ﻣﻮاﺟﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺳﭙﺲ ﻫﻮا ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﻣﺤﻔﻈﺔ اﺣﺘﺮاق‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪.‬‬

‫

‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ -4-3‬ﺷﻤﺎﺗﻴﻚ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي‬

‫

‬
 ‫‪17‬‬
‫ﺑﺨﺶ اﺣﺘﺮاق‬
‫ﻣﺤﻔﻈﺔ اﺣﺘﺮاق ﻣﺴﺘﻘﻴﻤﺎً در ﭘﺎﻳﻴﻦ دﺳﺖ ﺑﺨﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﺤﻮري ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪ اﺳﺖ‪ .‬ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﺣﺘﺮاق‪،‬‬
‫اﻧﺮژي ﺣﺮارﺗﻲ را ﺑﻪ ﻫﻮاي ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي اﺿﺎﻓﻪ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬اﻳﻦ ﺣﺮارت ﺑﺎﻳﺪ ﺑﻪ ﭼﺮﺧﺔ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي اﺿﺎﻓﻪ‬
‫ﮔﺮدد ﺗﺎ اﻧﺮژي ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي راﻧﺪن ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد و در ﻧﺘﻴﺠﻪ ﻣﺤﻮر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي ﺗﺄﻣﻴﻦ ﺷﻮد‪.‬‬
‫ﮔﺮﻣﺎ در اﺛﺮ اﺣﺘﺮاق ﺗﺮﻛﻴﺐ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺑﺎ ﻫﻮا در ﻣﺤﻔﻈﺔ اﺣﺘﺮاق ﺑﻮﺟﻮد ﻣﻲآﻳﺪ‪.‬اﺣﺘﺮاق اوﻟﻴﻪ ﺗﻘﺮﻳﺒﺎً از‬
‫‪ %20‬ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﺤﻮري اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ %30 .‬از ﻫﻮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻧﻴﺰ ﺑﺮاي اﺣﺘﺮاق ﺛﺎﻧﻮﻳﻪ‬
‫ﺑﻪ درون ﻣﺤﻔﻈﺔ اﺣﺘﺮاق وارد ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﺮاي اﺣﺘﺮاق ﻣﻨﺎﺳﺐ‪ ،‬ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺑﻬﻴﻨﻪ ﺳﻮﺧﺖ‪ -‬ﻫﻮا ﺑﺮﻗﺮار‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﻫﻮاي ﺑﺎﻗﻴﻤﺎﻧﺪه ﺑﺎ ﻣﺤﺼﻮﻻت ﺣﺎﺻﻞ از اﺣﺘﺮاق ﺗﺮﻛﻴﺐ ﻣﻲﮔﺮدد ﺗﺎ آﻧﻬﺎ را ﺳﺮد ﻛﻨﺪ‪ .‬ﺑﺮاي‬
‫ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از داغ ﺷﺪن ﺑﻴﺶ از ﺣﺪ ﺗﻴﻐﻪﻫﺎ و ﻧﺎزﻟﻬﺎي ﺗﻮرﺑﻴﻦ‪ ،‬ﺑﺎﻳﺪ ﺳﺮﻣﺎي ﻛﺎﻓﻲ اﻳﺠﺎد ﮔﺮدد‪ .‬ﻣﻮاد در‬
‫ﻣﻌﺮض اﺣﺘﺮاق ﺑﺎﻳﺪ در ﻣﻘﺎﺑﻞ دﻣﺎﻫﺎي ﻓﻮقاﻟﻌﺎده زﻳﺎد ﻣﻘﺎوﻣﺖ داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﻛﻨﺘﺮل و ﻛﺎﻫﺶ‬
‫آﻻﻳﻨﺪهﻫﺎﻳﻲ ﻣﺎﻧﻨﺪ اﻛﺴﻴﺪﻫﺎي ﻧﻴﺘﺮوژن )‪ (NOx‬و ﻣﻮﻧﻮاﻛﺴﻴﺪﻛﺮﺑﻦ )‪ ،(CO‬ﺑﺎﻳﺪ دﻣﺎي ﺑﻬﻴﻨﻪاي ﺗﻌﻴﻴﻦ‬
‫ﺷﻮد‪ .‬اﻓﺰاﻳﺶ دﻣﺎي اﺣﺘﺮاق ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ اﻳﺠﺎد آﻻﻳﻨﺪة ‪ NOx‬اﺿﺎﻓﻲ ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬در ﺣﺎﻟﻲ ﻛﻪ دﻣﺎي ﭘﺎﻳﻴﻦ‬
‫اﺣﺘﺮاق ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ اﻳﺠﺎد ﻣﻘﺎدﻳﺮ زﻳﺎدي ‪ CO‬و ﻫﻴﺪروﻛﺮﺑﻨﻬﺎي ﺳﻮﺧﺘﻪ ﻧﺸﺪه ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺑﺎ ﭘﻴﺶ‬
‫ﺗﺮﻛﻴﺐ و ﺗﺮﻛﻴﺒﻬﺎي ﺳﻮﺧﺖ ﺳﺒﻚ ﺑﺎ ﻫﻮا‪ ،‬اﻣﻜﺎن دﺳﺘﺮﺳﻲ ﺑﻪ دﻣﺎي ﺑﻬﻴﻨﻪ ﻣﻴﺴﺮ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫ﺑﺨﺶ ﺗﻮرﺑﻴﻦ‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦ اﻧﺮژي را از ﮔﺎزﻫﺎي ﻣﺤﺘﺮﻗﻪ داغ و ﭘﺮﻓﺸﺎر درﻳﺎﻓﺖ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻨﻲ ﻛﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﻣﺤﻮري را ﺑﻪ راﻧﺶ واﻣﻲدارد‪ ،‬ﺗﻘﺮﻳﺒﺎً از اﻳﻦ اﻧﺮژي اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬اﻧﺮژي ﺑﺎﻗﻴﻤﺎﻧﺪه ﺑﺎﻋﺚ ﭼﺮﺧﺎﻧﺪن‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد و در ﻧﺘﻴﺠﻪ راهاﻧﺪازي ﻣﺤﻮر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﺨﺶ ﺗﻮرﺑﻴﻦ داراي ﭼﻨﺪ‬
‫ردﻳﻒ ﺗﻴﻐﺔ ﻣﺘﺤﺮك و ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﺛﺎﺑﺖ اﺳﺖ و از اﺑﺘﺪا ﺗﺎ اﻧﺘﻬﺎ‪ ،‬ﻗﻄﺮ آن در ﺣﺎل اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﻳﻦ اﻣﺮ‬
‫ﺑﺎﻋﺚ ﻣﻲﮔﺮدد ﻛﻪ ﮔﺎزﻫﺎي داغ در ﻃﻲ ﻫﺮ ﻣﺮﺣﻠﻪ ﻣﻨﺒﺴﻂ ﺷﻮد و در ﻧﺘﻴﺠﻪ ﺑﺮاي روﺗﻮرﻫﺎي ﺗﻮرﺑﻴﻦ‬
‫اﻧﺮژي ﻓﺮاﻫﻢ ﮔﺮدد‪.‬‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد‬
‫ﺗﻮرﺑﻴﻦﻫﺎي ﮔﺎزي ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﺑﺮاي ﮔﺮداﻧﻨﺪهﻫﺎي ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد‬
‫ﻣﺴﺘﻘﻞ از ژﻧﺮاﺗﻮر ﮔﺎزي ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد ازﻃﺮﻳﻖ اﺗﺼﺎل آﺋﺮودﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ روﺗﻮر ﺑﺎ ژﻧﺮاﺗﻮر‬
‫ﮔﺎزي ﻣﺮﺗﺒﻂ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪ .‬روﺗﻮر ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد‪ ،‬ﻣﺎﻧﻨﺪﻣﺤﻮر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي ﻣﺴﺘﻘﻴﻤﺎً ﺑﻪ ﺗﺠﻬﻴﺰات‬
‫ﮔﺮداﻧﻨﺪه ﻣﺘﺼﻞ ﺷﺪه اﺳﺖ‪ .‬ﮔﺎزﻫﺎي داغ ﺧﺮوﺟﻲ از ژﻧﺮاﺗﻮر ﮔﺎزي ﺑﻪ ورودي ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد ﻫﺪاﻳﺖ‬
‫ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ .‬ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ آزاد ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ ﺗﺎ ﺻﺪ ردﻳﻒ ﻧﺎزﻟﻬﺎي ﺛﺎﺑﺖ و ﻣﺘﻐﻴﻴﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﮔﺎز در ﺣﻴﻦ ﻋﺒﻮر‬

‫‪ -Combustion Section‬‬

‫

‬
‫از داﺧﻞ ﻫﺮ ردﻳﻒ ﻣﻨﺒﺴﻂ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬اﻧﺮژي درﻳﺎﻓﺖ ﺷﺪه از ﮔﺎز در ﺧﻼل اﻳﻦ ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻧﺒﺴﺎﻃﻲ‪ ،‬ﮔﺸﺘﺎور‬
‫ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﭼﺮﺧﺶ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ و ﻣﺤﻮرﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي را ﺗﺄﻣﻴﻦ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪.‬‬

‫ﻛﻨﺘﺮل آﻻت و اﺑﺰار دﻗﻴﻖ‬

‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻛﻨﺘﺮل ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي ﻣﺸﺘﻤﻞ ﺑﺮ ﺳﻴﺴﺘﻢ اﻧﺪازهﮔﻴﺮي ﺳﻮﺧﺖ و راﻳﺎﻧﻪ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬راﻳﺎﻧﻪ‪،‬‬
‫دادهﻫﺎي ارﺳﺎﻟﻲ از ﺳﻨﺴﻮرﻫﺎ را ﺗﺠﺰﻳﻪ و ﺗﺤﻠﻴﻞ ﻧﻤﻮده و ﻛﻠﻴﺔ ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت ﺿﺮوري ﺑﺮاي راﻫﺒﺮي ﺗﻮرﺑﻴﻦ‬
‫ﮔﺎزي در ﻧﻘﻄﺔ ﺗﻨﻈﻴﻢ ﻣﻮردﻧﻈﺮ را ﻓﺮاﻫﻢ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﺗﻮان ﺧﺮوﺟﻲ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي از ﻃﺮﻳﻖ وﺿﻌﻴﺖ ﻳﻚ‬
‫ﺷﻴﺮ اﻧﺪازهﮔﻴﺮي ﺳﻮﺧﺖ‪ ،‬ﻛﻨﺘﺮل ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬زﻣﺎﻧﻲ ﻛﻪ ﺑﻪ ﻗﺪرت ﺑﻴﺸﺘﺮي ﻧﻴﺎز ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻳﻚ ﺳﻴﮕﻨﺎل ﺑﻪ ﺳﻤﺖ‬
‫ﺷﻴﺮ ارﺳﺎل ﻣﻲﺷﻮد و در ﻧﺘﻴﺠﻪ ﺷﻴﺮ ﻣﺰﺑﻮر ﺗﺎ ﻧﺎﺋﻞ ﺷﺪن ﺑﻪ ﻳﻚ ﺗﻮان ﺧﺮوﺟﻲ ﻣﻄﻠﻮب ﻳﺎ رﺳﻴﺪن ﺑﻪ‬
‫ﻧﻘﻄﺔ ﺗﻨﻈﻴﻢ ﺳﺮﻋﺖ ﺗﻮرﺑﻴﻦ‪ ،‬ﻫﻤﭽﻨﺎن ﺑﺎز ﺑﺎﻗﻲ ﻣﻲﻣﺎﻧﺪ‪ .‬در اﻳﻦ ﻧﻘﻄﻪ ﻳﻚ ﺳﻴﮕﻨﺎل ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﺷﻴﺮ ارﺳﺎل‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد ﺗﺎ ﻣﻮﻗﻌﻴﺘﺶ را ﺣﻔﻆ ﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﺑﺮاي اﻃﻤﻴﻨﺎن ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﻋﺪم ﺗﺠﺎوز از ﻣﺤﺪوده‪ ،‬ﺳﻨﺴﻮرﻫﺎي‬
‫ﻣﺨﺘﻠﻒ ﺑﺮ روي ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي ﺷﺎﺧﺺﻫﺎي ﺑﺤﺮاﻧﻲ را ﻛﻨﺘﺮل ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪ .‬ﺑﺮﺧﻲ از ﺷﺎﺧﺺﻫﺎ ﺷﺎﻣﻞ‪:‬‬
‫ﺳﺮﻋﺘﻬﺎي روﺗﻮر‪ ،‬دﻣﺎي ﮔﺎز ﺧﺮوﺟﻲ‪ ،‬ﻟﺮزش‪ ،‬دﻣﺎي ﻳﺎﺗﺎﻗﺎن و ﻓﺸﺎر و دﻣﺎي روﻏﻦ رواﻧﻜﺎري اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺳﻴﺴﺘﻢﻫﺎي ﻛﻤﻜﻲ‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢﻫﺎي ﻛﻤﻜﻲ اﺻﻠﻲﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬
‫اﻟﻒ( ﺳﻴﺴﺘﻢ اﺳﺘﺎرت‬
‫ب ( ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺳﻮﺧﺖ‬
‫ج ( ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻫﻴﺪروﻟﻴﻚ و روﻏﻨﻜﺎري‬

‫آراﻳﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‬

‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر اﻧﺘﻘﺎل و ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز در آراﻳﺸﻬﺎي ﻣﺘﻔﺎوﺗﻲ ﻧﺼﺐ ﻣﻲﮔﺮدﻧﺪ‪ .‬ﻣﻌﻤﻮﻻً در‬
‫ﻃﺮاﺣﻲ ﻧﻘﺸﺔ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر از ﺣﺪاﻛﺜﺮ ﻗﻮاﻧﻴﻦ و ﻣﻘﺮرات ﻛﺎرﺑﺮدي ﻣﺎﻧﻨﺪ ﻛﻠﻴﺔ ﻣﻘﺮرات ‪CSAZ -‬‬
‫‪ 148‬و اﺳﺘﺎﻧﺪاردﻫﺎ ﭘﻴﺮوي ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﻧﻘﺸﺔ ﺟﺎﻧﻤﺎﻳﻲ ﻳﻚ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر در ﺷﻜﻞ )‪ (4-4‬آﻣﺪه‬
‫اﺳﺖ و ﻣﺨﺘﺼﺮاً ﺗﻮﺿﻴﺤﺎﺗﻲ درﺑﺎرة آراﻳﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه اراﺋﻪ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪.‬در ﺷﻜﻞ ‪ ،4-4‬ﻧﻘﺸﺔ ﺟﺎﻧﻤﺎﻳﻲ‬
‫اﻳﺴﺘﮕﺎه‪ ،‬ﺗﺠﻬﻴﺰات و ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ ﻣﺸﺘﺮك در ﻫﺮ دو اﻳﺴﺘﮕﺎه رﻓﺖ و ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ و ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ ،‬از ﺷﻴﺮ‬
‫ﻧﺎﺣﻴﺔ ﻣﻜﺶ ﺗﺎ ﺷﻴﺮ ﻧﺎﺣﻴﺔ دﻫﺶ‪ ،‬ﺗﻮﺻﻴﻒ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪:‬‬
‫‪ -1‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﻓﺮﻋﻲ ﻣﻜﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺑﺮاي ﺗﻔﻜﻴﻚ اﻳﺴﺘﮕﺎه از ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ‬

‫

‬
‫ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﺑﺎرﮔﻴﺮي اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺑﺮاي ﭘﺎﻛﺴﺎزي و ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار دادن ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ‬ ‫‪-2‬‬
‫ﻓﺸﺎر‬
‫ﻳﻚ ﻟﺨﺘﻪﮔﻴﺮ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺑﺮاي ﻣﺮاﻗﺒﺖ از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﻣﻘﺎﺑﻞ ﻣﻮاد آﻟﻮدهﻛﻨﻨﺪة ﺟﺎﻣﺪ و ﻣﺎﻳﻊ‪ ،‬ﺑﻪ‬ ‫‪-3‬‬
‫ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻟﺨﺘﻪﮔﻴﺮ ﻣﻮاد آﻟﻮده ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻮﺟﻮد در ﮔﺎز را ﺑﻪ ﺣﺎﻟﺖ رﺳﻮب و ﺗﻪﻧﺸﻴﻦ ﺟﺪا‬
‫ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪.‬‬
‫ﻳﻚ ﻓﻴﻠﺘﺮﮔﺎزﺳﻮﺧﺖ‪ -‬راهاﻧﺪازي ﺑﺮاي ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي ﮔﺎزي ﺳﻮﺧﺖ‪ -‬راهاﻧﺪازي ﮔﺮداﻧﻨﺪه‬ ‫‪-4‬‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻛﻪ ﮔﺎز را ﺗﺎ رﺳﻴﺪن ﺑﻪ ﻛﻴﻔﻴﺖ ﻣﻮردﻧﻈﺮ ﺗﻤﻴﺰ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪.‬‬
‫ﻳﻚ ﺧﻂ ﻛﻨﺎرﮔﺬر‪ 18‬ﺑﺎ ﺷﻴﺮ ﻳﻜﻄﺮﻓﻪ‪ ،‬ﺑﻴﻦ ﻟﻮﻟﻪ اﺻﻠﻲ ﻣﻜﺶ و دﻫﺶ ﺟﻬﺖ ﺧﺎرج ﻧﻤﻮدن‬ ‫‪-5‬‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ از ﻣﺪار اﻳﺴﺘﮕﺎه در ﻣﻮارد ذﻳﻞ‪:‬‬

‫اﻟﻒ( ﻫﻨﮕﺎم ﻣﺘﻮﻗﻒ ﺑﻮدن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫ب ( ﻫﻨﮕﺎم ﺧﺮوج ﮔﺎز از ﻧﺎﺣﻴﻪ ﻣﻜﺶ در زﻣﺎن ﺗﺨﻠﻴﻪ‬

‫‪ -6‬ﺷﻴﺮﻫﺎي دﻫﺶ و ﻣﻜﺶ واﺣﺪ‪ ،‬ﻛﻪ در ﻫﻨﮕﺎم ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﺑﻮدن ﻟﻮﻟﻪﻫﺎ ﺟﻬﺖ ﻣﻨﻔﻚ ﻧﻤﻮدن‬
‫دﺳﺘﮕﺎﻫﻬﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪.‬‬
‫‪ -7‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﭘﺎﻛﺴﺎزي ‪ 19‬واﺣﺪ ﻛﻪ در ﻣﺮاﺣﻞ آﻣﺎدهﺳﺎزي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي ﻋﻤﻠﻴﺎت‪ ،‬ﺟﻬﺖ‬
‫ﭘﺎﻛﺴﺎزي و ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار دادن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪.‬‬
‫‪ -8‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﺗﺨﻠﻴﻪ واﺣﺪ ﻛﻪ در ﻣﻮارد زﻳﺮ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪:‬‬

‫اﻟﻒ( در ﺣﻴﻦ ﭘﺎﻛﺴﺎزي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫ب ( در راﺳﺘﺎي ﺗﺨﻠﻴﻪ ﻓﺸﺎر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﭘﺲ از ﺗﻮﻗﻒ‬

‫‪ -9‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮواﮔﺮد ‪20‬ﻛﻪ در ﻣﻮارد ذﻳﻞ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده واﻗﻊ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫اﻟﻒ( ﺑﺮاي ﺑﺎرﺑﺮداري ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﻴﻦ راهاﻧﺪازي ﻳﺎ ﺗﻮﻗﻒ‬

‫ب( ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از ﺳﺮج ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ در ﺣﻴﻦ ﻋﻤﻠﻴﺎت‬

‫‬
‫‪- Bypass‬‬
‫‪-Purge‬‬
‫‪ -Recycle‬‬

‫

‬
‫‪ -10‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﻳﻚ ﻃﺮﻓﻪ دﻫﺶ واﺣﺪ ﻛﻪ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از ﺑﺮﮔﺸﺖ ﺟﺮﻳﺎن ازﻃﺮﻳﻖ‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﻫﻨﮕﺎم راهاﻧﺪازي ﻳﺎ ﺗﻮﻗﻒ‪ ،‬ﻧﺼﺐ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫‪21‬‬
‫ﻳﻚ اﺑﺰار اﻧﺪازهﮔﻴﺮي ﺟﺮﻳﺎن ﻛﻪ ﻣﻌﻤﻮﻻً ﻳﻚ اورﻓﻴﺲ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪،‬ﺑﺮاي ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻣﻴﺰان ﺟﺮﻳﺎن‬ ‫‪-11‬‬
‫ﮔﺎزي ﻛﻪ ﺑﻪ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﻣﻲرود‪ ،‬ﻧﺼﺐ ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬
‫‪ -12‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﺗﺨﻠﻴﻪ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺧﺮوج ﮔﺎز از ﻛﻠﻴﻪ ﻟﻮﻟﻪﻫﺎي ﻓﺸﺎر ﺑﺎﻻ در ﻳﺎرد‪ ،‬ﻧﺼﺐ ﮔﺮدﻳﺪه‬
‫اﺳﺖ‪ .‬ﺷﻴﺮﻫﺎي ‪ 14 ،12 ،8 ،7 ،6،2 ،1‬و ‪ 15‬ﺑﻪ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻗﻄﻊ اﺿﻄﺮاري‪ 22‬اﻳﺴﺘﮕﺎه ﻣﺘﺼﻞ‬
‫ﮔﺮدﻳﺪهاﻧﺪ‪ ،‬و ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ در ﺑﺨﺸﻬﺎي آﺷﻜﺎر ﻛﻨﻨﺪة ﮔﺎزﻳﺎ آﺗﺶ‪ ،‬ﻗﻄﻊ ﺑﺮق ﻳﺎ ﻋﻤﻠﻴﺎت دﺳﺘﻲ‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻗﻄﻊ اﺿﻄﺮاري ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪاﻧﺪ‪.‬‬
‫‪ -13‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ اﻃﻤﻴﻨﺎن اﻳﺴﺘﮕﺎه ﻛﻪ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﻣﺤﺎﻓﻈﺖ از ﺗﺠﻬﻴﺰات و ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬
‫در ﺑﺮاﺑﺮ ﻓﺸﺎر ﺑﻴﺶ از ﺣﺪ ﺑﻮﺟﻮد آﻣﺪه در زﻣﺎن ﻧﻘﺺ ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي ﺣﻔﺎﻇﺘﻲ ﻳﺎ ﻛﻨﺘﺮل ﻓﺸﺎر‪،‬‬
‫ﻧﺼﺐ ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬
‫‪ -14‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﻓﺮﻋﻲ دﻫﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﻛﻪ ﺟﻬﺖ ﺗﻔﻜﻴﻚ اﻳﺴﺘﮕﺎه از ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ ﻧﺼﺐ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪.‬‬
‫‪ -15‬ﻳﻚ ﺷﻴﺮ ﻣﺴﺪود ﻛﻨﻨﺪة ﺧﻂ اﺻﻠﻲ ﻛﻪ ﺑﺮ روي ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ ﻧﺼﺐ ﻣﻲﮔﺮدد و ﺑﻪ ﺻﻮرت ذﻳﻞ‬
‫ﻋﻤﻞ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪:‬‬

‫اﻟﻒ( ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ﻫﺪاﻳﺖ ﺟﺮﻳﺎن آزاد ﻳﺎ ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز از ﻃﺮﻳﻖ اﻳﺴﺘﮕﺎه اﻧﺠﺎم ﭘﺬﻳﺮد‪ ،‬ﺷﻴﺮ‬
‫ﺑﺴﺘﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫ب ( زﻣﺎﻧﻲ ﻛﻪ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز اﻳﺴﺘﮕﺎه را دور ﻣﻲزﻧﺪ‪ ،‬ﺷﻴﺮ ﺑﺎز ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬

‫ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل و آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز از ﻟﺤﺎظ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‬

‫از ﻧﻈﺮ ﺗﺌﻮري ﺗﺮاﻛﻢ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺑﻪ ﺳﻪ ﺷﻜﻞ وﺟﻮد دارد‪ ،‬ﻛﻪ ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬

‫‪ -1‬اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‬

‫‪ -2‬آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻗﺎﺑﻞ ﺑﺮﮔﺸﺖ )اﻳﺰﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ(‬

‫‪ -3‬ﭘﻠﻲ ﺗﺮوﭘﻴﻚ‬

‫‪-Orifice‬‬
‫‪-ESD‬‬

‫

‬



 ‫ﺷﻜﻞ ‪ -4-4‬ﺷﻤﺎﺗﻴﻚ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬

‫ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﮔﺎز‬

‫در ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﮔﺎز‪ ،‬در ﺣﺎﻟﻲ ﻛﻪ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ ،‬اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت از ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺑﻪ‬
‫ﻣﺤﻴﻂ اﻃﺮاف در دﻣﺎي ﺛﺎﺑﺖ اﻧﺠﺎم ﻣﻲﭘﺬﻳﺮد‪.‬در اﻳﻦ ﻧﻮع ﺗﺮاﻛﻢ در ﻣﻘﺎﻳﺴﻪ ﺑﺎ دﻳﮕﺮ اﺷﻜﺎل ﺗﺮاﻛﻢ ﮔﺎز‬
‫ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز از ﻣﻘﺪار ‪ P1‬ﺑﻪ ﻣﻘﺪار ‪ P2‬ﻧﻴﺎزﻣﻨﺪ ﺣﺪاﻗﻞ ﺗﻮان ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻫﺴﺘﻴﻢ‪ .‬در‬
‫ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‪ ،‬ﺗﺜﺒﻴﺖ دﻣﺎي ﮔﺎز ﻋﻤﻼً ﻏﻴﺮﻣﻤﻜﻦ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﮔﺮ ﭼﻪ ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ ﻣﻌﺎدﻻت ﺗﺌﻮري ﺑﺮاي‬
‫اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﮔﺎز دﺳﺖ ﭘﻴﺪا ﻛﺮد‪ ،‬وﻟﻲ اﻳﻦ ﻧﻮع ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺎ آﻧﭽﻪ ﻛﻪ در ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎز ﺣﻘﻴﻘﻲ ﺣﺎدث‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬ﻣﺘﻔﺎوت اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ و ﭘﻠﻲ ﺗﺮوﭘﻴﻚ ﮔﺎز‬

‫در ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز‪ ،‬در ﺣﺎﻟﻲ ﻛﻪ ﻫﻴﭻ اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارﺗﻲ ﺻﻮرت ﻧﻤﻲﭘﺬﻳﺮد ﻳﺎ ‪ ، dq = 0‬ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ‬
‫ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ .‬ﻏﺎﻟﺒﺎً‪ ،‬ﺳﺎزﻧﺪﮔﺎن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر از ﻣﻔﺎﻫﻴﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و اﻳﺰوﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ ﺑﻪ ﻳﻚ ﻣﻌﻨﺎ‬
‫اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪ .‬درﺣﺎﻟﺖ ﻛﻠﻲ‪ ،‬وﻗﺘﻲ ﻫﻴﭽﮕﻮﻧﻪ ﺷﺮاﻳﻂ وﻳﮋهاي ﺑﻪ ﺟﺰ ﺑﺮﮔﺸﺖﭘﺬﻳﺮي ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ واﻗﻊ‬
‫ﻧﺸﻮد‪ ،‬ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﻛﺎرﺑﺮد دارد‪ .‬از ﻟﺤﺎظ ﺗﺌﻮري‪ ،‬ﺟﻬﺖ ﻣﺤﺎﺳﺒﺔ ﺗﻮان ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻻزم ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ‬
‫ﻓﺸﺎر ﮔﺎز از ‪ P1‬ﺑﻪ ‪ ، P2‬ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻛﺎرﺑﺮد دارد‪ .‬ﻧﻬﺎﻳﺘﺎً ﺑﺎﻳﺪ ﻣﻘﺪاري ﺗﻠﻔﺎت ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﻧﻮع‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد‪ .‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‪ /‬ﭘﻠﻲ ﺗﺮوﭘﻴﻚ‪ ،‬و ﺑﺎ ﻣﻨﻈﻮر ﻧﻤﻮدن‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ اراﺋﻪ ﺷﺪه ﺗﻮﺳﻂ ﺳﺎزﻧﺪﮔﺎن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻌﺎدﻻت ﺗﺌﻮري ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد ﻛﻪ ﺗﻮان ﻋﻤﻠﻲ‬
‫ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺳﻴﺴﺘﻢ را ﺑﻪ ﺑﻬﺘﺮﻳﻦ وﺟﻪ ﺑﻴﺎن ﻣﻲﻛﻨﻨﺪ‪ .‬در ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‪ ،‬ارﺗﺒﺎط ﺑﻴﻦ ﻓﺸﺎر و ﺣﺠﻢ ﮔﺎز ﺑﻪ‬
‫ﺻﻮرت راﺑﻄﺔ زﻳﺮ ﺑﻴﺎن ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪P.V k = C‬‬ ‫)‪(4-1‬‬

‫ﻛﻪ‬
‫ﻓﺸﺎر ﮔﺎز ‪P :‬‬
‫ﺣﺠﻢ ﮔﺎز ‪V :‬‬
‫ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ‪k :‬‬
‫ﺛﺎﺑﺖ ‪C :‬‬

‫

‬
‫ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از رواﺑﻂ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‪ ،‬ﻣﻲﺗﻮان راﺑﻄﻪ )‪ (4-1‬را ﺑﺮاي ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﻛﻪ ﺑﻪ ﺻﻮرت‬
‫آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺖ اﺳﺖ‪ ،‬ﺑﺪﺳﺖ آورد‪.‬‬
‫ﺑﻪ ﻛﺎرﮔﻴﺮي ﻗﺎﻧﻮن اول ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻚ ‪:‬‬
‫‪dU = dq - dW‬‬ ‫)‪(4-2‬‬
‫ﻛﻪ‬
‫ﺗﻐﻴﻴﺮ در اﻧﺮژي داﺧﻠﻲ ‪dU :‬‬
‫اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت ﺑﻴﻦ ﺳﻴﺴﺘﻢ و ﻣﺤﻴﻂ اﻃﺮاف ‪dq :‬‬
‫ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺑﻪ وﺳﻴﻠﺔ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻳﺎ ﻣﺤﻴﻂ اﻃﺮاف ‪dW :‬‬
‫ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ‪dq = 0‬‬
‫‪dU = -dW‬‬ ‫) ‪(4-3‬‬
‫اﻧﺮژي داﺧﻠﻲ ﺑﺮاي ﻳﻚ ﮔﺎز‪ ،‬ﺗﻮﺳﻂ راﺑﻄﺔ زﻳﺮ ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪dU = Cv.dT‬‬ ‫)‪(4-4‬‬
‫ﻛﻪ‬
‫ﮔﺮﻣﺎي وﻳﮋه در ﺣﺠﻢ ﺛﺎﺑﺖ ‪CV :‬‬
‫ﺗﻐﻴﻴﺮ دﻣﺎ ‪dT :‬‬
‫و »ﻛﺎر« ﺑﻪ وﺳﻴﻠﻪ راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﺑﻴﺎن ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪dW = P.dV‬‬ ‫)‪(4-5‬‬
‫)‪CV.dT = (-P.dV‬‬ ‫آﻧﮕﺎه ‪:‬‬

‫ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از رواﺑﻂ ﮔﺎز اﻳﺪهآل‪ ،‬ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻣﻮل ﮔﺎز‪:‬‬

‫‪P.V = R.T‬‬
‫‪RT‬‬
‫=‪P‬‬
‫‪V‬‬
‫‪dV‬‬
‫‪C V .dT = R.T.‬‬ ‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬
‫‪V‬‬
‫‪dT − R dV‬‬
‫=‬ ‫و‬
‫‪T‬‬ ‫‪CV V‬‬
‫ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺑﺎ ﺗﻌﺮﻳﻒ‪:‬‬
‫‪CP‬‬
‫‪=k‬‬ ‫)‪(4-6‬‬
‫‪CV‬‬
‫ﻛﻪ ‪ CP‬و ‪ CV‬ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از ﻇﺮﻓﻴﺘﻬﺎي ﮔﺮﻣﺎﻳﻲ در ﻓﺸﺎر ﺛﺎﺑﺖ و ﺣﺠﻢ ﺛﺎﺑﺖ و ‪ k‬ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‬
‫ﮔﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ آﺳﺎﻧﻲ از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪ 4-6‬ﻳﺎ از ﺟﺪاول ﻣﻮﺟﻮد ﺑﺮاي ‪CP‬‬

‫

‬
‫ﺑﺪﺳﺖ آورد‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ و دﻣﺎ ﻣﻌﻠﻮم ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ،‬ﺑﺮاي ﺑﺪﺳﺖ آوردن ‪ k‬ﻣﻲﺗﻮان از‬
‫ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ﻣﻮﺟﻮد اﺳﺘﻔﺎده ﻧﻤﻮد‪ .‬دﺳﺘﻮراﻟﻌﻤﻞ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز در ﺑﺨﺸﻬﺎي آﺗﻲ اراﺋﻪ‬
‫ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ‪ .‬از رواﺑﻂ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‪ ،‬اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ ﮔﺎز ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪H = U + P.V‬‬ ‫)‪(4-7‬‬

‫ﻛﻪ‬
‫اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ ﮔﺎز ‪H :‬‬
‫اﻧﺮژي داﺧﻠﻲ ﮔﺎز‪U :‬‬
‫ﻓﺸﺎر ﮔﺎز ‪P :‬‬
‫ﺣﺠﻢ ﮔﺎز ‪V :‬‬
‫ﺑﺎ ﻣﺸﺘﻖ ﮔﺮﻓﺘﻦ از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪:(4-7‬‬
‫)‪dH = dU+d(P.V‬‬
‫‪dH = CPdT‬‬ ‫و ﻧﻴﺰ‪:‬‬
‫ﺑﺮاي ﻳﻚ ﮔﺎز اﻳﺪهآل ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬
‫‪CP.dT = CV.dT+R.dT‬‬
‫آﻧﮕﺎه؛‬
‫‪CP – CV = R‬‬ ‫)‪(4-8‬‬
‫ﺑﺎ ﺗﻘﺴﻴﻢ دو ﻃﺮف ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﺑﺮ ‪:CV‬‬
‫‪CP CV‬‬ ‫‪R‬‬
‫‪−‬‬ ‫=‬
‫‪CV CV CV‬‬
‫‪R‬‬
‫= ‪K −1‬‬ ‫)‪(4-9‬‬
‫‪CV‬‬

‫‪dT‬‬ ‫‪− R dV‬‬ ‫‪−R‬‬

‫‪،‬‬ ‫‪=−‬‬ ‫‪.‬‬ ‫در ﻣﻌﺎدﻟﻪ‬ ‫و ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﺑﺮاي‬
‫‪T‬‬ ‫‪CV V‬‬ ‫‪CV‬‬
‫‪dT‬‬ ‫‪dV‬‬
‫)‪= −(k − 1‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪V‬‬
‫ﺑﺎ اﻧﺘﮕﺮالﮔﻴﺮي‪:‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪V‬‬
‫‪ln 2 = −(k − 1)ln 2‬‬
‫‪T1‬‬ ‫‪V1‬‬

‫

‬
 ‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪V ‬‬
‫‪= 1‬‬ ‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪(4-10) :‬‬
‫‪T1  V2 ‬‬
‫ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻗﺎﻧﻮن ﮔﺎز اﻳﺪهآل ‪:‬‬
‫‪P2 V2‬‬ ‫‪T‬‬
‫‪= 2‬‬
‫‪P1V1‬‬ ‫‪T1‬‬
‫‪T‬‬
‫و ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﺑﺮاي ‪ 2‬از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪: (4-10‬‬
‫‪T1‬‬
‫‪k −1‬‬
‫‪P2 .V2‬‬ ‫‪V ‬‬
‫‪= 1‬‬
‫‪P1.V1  V2 ‬‬

‫‪P .V k = P .V k‬‬ ‫ﻳﺎ )‪(4-11‬‬

‫‪2‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪1 1‬‬

‫و ﻳﺎ ﺑﻪ ﻃﻮر ﻛﻠﻲ ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز‪ ,‬راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪P.V k = C‬‬

‫راﺑﻄﻪ ﺑﺎﻻ ﻛﻪ ﺑﻴﻦ ﻓﺸﺎر و ﺣﺠﻢ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﺷﺪه اﺳﺖ‪ ,‬را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺎ‬
‫اﻧﺪﻛﻲ اﺻﻼح ﺑﺮاي ﻛﻠﻴﻪ ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز ﺑﻪ ﻛﺎر ﮔﺮﻓﺖ ﺗﺎ ﻫﺪ و ﺗﻮان ﻻزم و دﻳﮕﺮ ﻣﺠﻬﻮﻻت‬
‫ﺑﻪ دﺳﺖ آﻳﺪ‪.‬راﺑﻄﻪ ﻓﺸﺎر‪ -‬ﺣﺠﻢ در ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪P.V n = C‬‬ ‫)‪(4-12‬‬
‫ﻛﻠﻴﻪ ﻣﻌﺎدﻻت ﺣﺎﺻﻞ ﺑﺮاي ﻓﺮآﻳﻨﺪ دﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ آﺳﺎﻧﻲ ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ارﺗﺒﺎط ﺑﻴﻦ ‪ k‬و ‪ , n‬ﻛﻪ‬
‫ﺑﻌﺪاً ﺗﻌﺮﻳﻒ ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ ﺑﻪ ﻓﺮآﻳﻨﺪﻫﺎي ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﺗﻌﻤﻴﻢ داد‪.‬‬

‫ﻛﺎر‪ -‬ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﮔﺎز‬

‫ﻫﻤﺎﻧﻄﻮر ﻛﻪ ﻗﺒﻼً اﺷﺎره ﺷﺪ‪ ,‬ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﻳﻚ ﮔﺎز ﺑﻪ ﺻﻮرت واﻗﻌﻲ ﻏﻴﺮﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ‪ ,‬وﻟﻲ ﻣﻲﺗﻮان‬
‫ﺑﺮاي آن ﻣﻌﺎدﻻت ﺗﺌﻮري ﺑﻪ دﺳﺖ آورد‪.‬ﻣﻲﺗﻮان ﻧﺸﺎن داد ﻛﻪ ﻛﺎر ﻻزم ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﻳﻚ ﮔﺎز در‬
‫ﺣﺎﻟﺖ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﻛﻤﺘﺮ از ﻛﺎر ﻣﺸﺎﺑﻪ ﺑﺮاي اﻧﻮاع دﻳﮕﺮ ﺗﺮاﻛﻢ اﺳﺖ‪ .‬زﻳﺮا ﮔﺎز در ﻃﻲ ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺮاي‬
‫ﺛﺎﺑﺖ ﻧﮕﻬﺪاﺷﺘﻦ دﻣﺎي ﺧﻮد ﺑﻪ ﺻﻮرت ﭘﻴﻮﺳﺘﻪ ﺳﺮد ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺟﻬﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﮔﺎز ﺑﻪ ﺻﻮرت اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل در‬
‫راﺳﺘﺎي ﺣﺼﻮل ﺑﻪ ﻛﺎر ﻣﻮردﻧﻴﺎز‪ ,‬از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻋﻤﻮﻣﻲ اﻧﺮژي ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪1‬‬
‫)‪u.du + V.dP + dP + df + dW = 0 (4-3 1‬‬
‫‪gc‬‬ ‫‪E‬‬

‫

‬
 ‫ﻛﻪ‬
‫‪1‬‬
‫اﻧﺮژي ﺟﻨﺒﺸﻲ ‪u.du :‬‬
‫‪gc‬‬
‫اﻧﺮژي ﻓﺸﺎري ‪V.dP :‬‬
‫اﻧﺮژي ﭘﺘﺎﻧﺴﻴﻞ ‪dP :‬‬
‫‪E‬‬
‫ﻣﺠﻤﻮع ﺗﻤﺎم ﺗﻠﻔﺎت ‪df :‬‬
‫ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﺷﺪه ﺑﺮ ﺳﻴﺴﺘﻢ ‪dW :‬‬
‫در ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻋﻤﻮﻣﻲ اﻧﺮژي )‪ ,(4-3 1‬ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺮﺧﻲ از ﻋﺒﺎرﺗﻬﺎي اﻧﺮژي را ﺣﺬف و ﻳﺎ از آن ﺻﺮﻓﻨﻈﺮ ﻧﻤﻮد‪.‬‬
‫ﻃﺮاﺣﻲ ﻧﺎزﻟﻬﺎي ورودي و ﺧﺮوﺟﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﺻﻮرﺗﻲ اﺳﺖ ﻛﻪ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﺳﺮﻋﺖ ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ ﺑﺮﺳﺪ و در‬
‫ﻧﺘﻴﺠﻪ ﻣﻲﺗﻮان از ﻋﺒﺎرت اﻧﺮژي ﺟﻨﺒﺸﻲ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ اﻧﺮژي ﺻﺮﻓﻨﻈﺮ ﻧﻤﻮد‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ ﺑﻪ دﻟﻴﻞ اﻳﻨﻜﻪ‬
‫ﻧﺎزﻟﻬﺎي ورودي و ﺧﺮوﺟﻲ ﻫﻢ ﺳﻄﺢ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ,‬ﺗﻐﻴﻴﺮات اﻧﺮژي ﭘﺘﺎﻧﺴﻴﻞ ﺑﺮاﺑﺮ ﺻﻔﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬در ﻧﻬﺎﻳﺖ‬
‫ﺗﻤﺎم ﺗﻠﻔﺎت اﺻﻄﻜﺎك‪ ,‬ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﻧﻮع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و ﺑﺎزدﻫﻲ آن‪ ,‬ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﻪ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻧﻬﺎﻳﻲ اﺿﺎﻓﻪ‬
‫ﮔﺮدد‪ .‬ﭘﺲ از ﺳﺎدهﺳﺎزي‪ ,‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-3 1‬ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﻛﺮد‪:‬‬

‫‪-dW = V.dP‬‬ ‫)‪(4-14‬‬

‫ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ ﻳﻚ ﮔﺎز ﺑﺮاﺳﺎس ﻧﻮع ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻚ‪ ,‬ﻛﺎر ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻃﺒﻖ ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-14‬ﺑﻪ روش‬
‫‪n.RT‬‬
‫= ‪,V‬‬ ‫ذﻳﻞ ﻗﺎﺑﻞ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ اﺳﺖ‪.‬ﺑﺮاي ﮔﺎز اﻳﺪهآل در ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل دارﻳﻢ‪ PV = n.R.T :‬ﻳﺎ‬
‫‪P‬‬
‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-14‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬
‫‪dP‬‬
‫‪− dW = n.R.T.‬‬ ‫)‪(4-15‬‬
‫‪P‬‬

‫‪2‬‬
‫‪dP‬‬
‫‪− W = n.RT‬‬ ‫∫‬
‫‪1‬‬ ‫‪P‬‬

‫‪P‬‬
‫‪− W = n.R.T ln 2‬‬ ‫)‪(4-16‬‬
‫‪P1‬‬

‫

‬
 ‫‪1‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪m‬‬
‫= ‪ . n‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‬ ‫= ‪ n‬ﻳﺎ‬ ‫= ‪ , n‬ﻛﻪ ﺑﺮاي ‪ 1lbM‬ﮔﺎز‬ ‫ﺗﻌﺪاد ﻣﻮﻟﻬﺎي ﮔﺎز ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‬
‫‪29G‬‬ ‫‪M‬‬ ‫‪M‬‬
‫در واﺣﺪﻫﺎي اﻣﭙﺮﻳﺎل‪ 23‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪P‬‬
‫= ‪−W‬‬ ‫‪× 10/73* 14/4* T × ln 2‬‬
‫‪29G‬‬ ‫‪P1‬‬

‫‪53/28‬‬ ‫‪P‬‬
‫= ‪−W‬‬ ‫‪× T × ln 2‬‬ ‫)‪(4-17‬‬
‫‪G‬‬ ‫‪P1‬‬

‫ﻛﻪ ‪ = -W‬ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﺷﺪه )ﻫﺪ( ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺟﻬﺖ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ‪ 1lbM‬ﮔﺎز از ‪ P1‬ﺑﻪ ‪ P2‬در‬
‫‪ft.lbf‬‬
‫دﻣﺎي ﺛﺎﺑﺖ ‪,‬‬
‫‪lbm‬‬
‫وزن ﻣﺨﺼﻮص )ﮔﺮاوﻳﺘﻲ( ﮔﺎز‪ ,‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪G :‬‬
‫دﻣﺎي ﮔﺎز )ﺛﺎﺑﺖ(‪T : o R ،‬‬
‫‪1‬‬
‫ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ‪P1 : psia ،‬‬
‫ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ‪P2 : psia ،‬‬
‫ﻣﻌﻤﻮﻻً‪ ,‬ﻛﺎري ﻛﻪ ﺑﺮ ﺳﻴﺴﺘﻢ اﻧﺠﺎم ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺑﻪ ﺻﻮرت ‪ -W‬ﺑﻴﺎن ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬

‫ﻛﺎر‪ -‬ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز‬

‫در ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ راﺑﻄﻪ ﺑﻴﻦ ﻓﺸﺎر‪ -‬ﺣﺠﻢ ﺑﻪ ﺻﻮرت ‪ P.Vk = C‬ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﺑﺎ‬
‫ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ ,(4-14‬ﻛﺎر ﻻزم ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻳﻚ ﮔﺎز ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬
‫‪2‬‬
‫‪− W = ∫ V.dP‬‬ ‫)‪(4-18‬‬
‫‪1‬‬

‫‪P.Vk = C‬‬
‫‪2‬‬
‫‪− W = ∫ C 1/k .P‬‬ ‫‪-1`/k‬‬
‫‪dP‬‬
‫‪1‬‬

‫و ﭘﺲ از اﻧﺘﮕﺮالﮔﻴﺮي و ﺳﺎده ﻛﺮدن دارﻳﻢ‪:‬‬

‫‪-Imperial Unit‬‬

‫

‬
 k  k −1
P2 k − P1 k 
k −1
− W = C1/k .
k − 1  

 P kk−1 
−  
P1 k   2  − 1
k k 1
− W = C 1/k.
k −1  P 
 1
 

: ‫ در ﻧﺘﻴﺠﻪ‬,‫ ﺑﻴﺎن ﻧﻤﻮد‬V = C 1/k .P 1/k ‫ ﺣﺠﻢ را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ ﺻﻮرت‬, PVk = C ‫از ﻣﻌﺎدﻟﻪ‬
 k −1 
k   P2  k
− W = P1.V1. P  − 1 (‫ اﻟﻒ‬.4-18)

k −1  1  
 

P1.V1 = n.R.T1 ‫و ﭘﺲ از ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﺑﺮاي‬

 k −1 
k   P2  k
− W = n.R.T1.   − 1 (‫ ب‬.4-18)
k − 1   P1  
 
1 m
‫ ﻳﺎ‬n = ‫ و در ﻧﺘﻴﺠﻪ‬,‫ = ﻳﻚ ﭘﻮﻧﺪ ﺟﺮم ﮔﺎز‬m ‫ و‬n = ‫ﺑﺎ ﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ اﻳﻨﻜﻪ‬
M M
1
:‫ ب( ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‬.4-18) ‫ آﻧﮕﺎه در ﻣﻌﺎدﻟﻪ‬، n =
29G

  k −1 
1  k   P2  k 
−W = * 10/73* 144* T1 *   − 1
29G  k − 1  P1
   

: (4-19) ‫و در واﺣﺪﻫﺎي اﻣﭙﺮﻳﺎل‬

 k −1 
53/28 k   P2  k 
−W = .T1.  P  − 1
G k − 1  1 
 



‫ﻛﺎري ﻛﻪ ﺑﺎﻳﺪ ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز از ‪ P1‬ﺑﻪ ‪ P2‬ﺑﺮ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﻋﻤﺎل ﺷﻮد )‪: (lbf/lbm‬‬
‫‪) ، -W‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ( ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ )‪P2 / P1 : (CR‬‬
‫وزن ﻣﺨﺼﻮص )ﮔﺮاوﻳﺘﻲ( ﮔﺎز‪ ,‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪G :‬‬
‫دﻣﺎي ﮔﺎز )ﺛﺎﺑﺖ(‪T : o R ،‬‬
‫‪1‬‬
‫ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ‪P1 : psia ،‬‬
‫ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ‪P2 : psia ،‬‬
‫ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز ‪ ،‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪K :‬‬
‫ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ )‪ (CR‬ﺑﺪون ‪P2 / P1 :‬‬

‫ﻣﺜﺎل ‪ :4-1‬ﻛﺎر ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﻳﻚ ﮔﺎز از ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ ‪ P1 = 200psia‬ﺗﺎ ﻓﺸﺎر‬
‫دﻫﺶ ‪ P2 = 800psia‬ﺑﺮاي دو ﺣﺎﻟﺖ زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ‪.‬‬
‫‪G = 0.60‬‬
‫‪K = 1.30‬‬
‫‪T = 520o R‬‬
‫‪1‬‬
‫اﻟﻒ( ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‬
‫ب ( ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‬
‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪:‬‬

‫اﻟﻒ ( ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‪:‬‬

‫‪53/28‬‬ ‫‪P‬‬
‫= ‪−W‬‬ ‫‪* T1 * ln 2‬‬
‫‪G‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪1‬‬

‫‪53/28‬‬
‫= ‪− W‬‬ ‫‪* 520 * ln 800 = 64015 ft.lbf/lbm‬‬
‫‪0/60‬‬ ‫‪200‬‬
‫ب ( ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‪:‬‬
‫‪ P kk−1 ‬‬
‫‪k  2‬‬
‫‪− 1‬‬
‫‪53/28‬‬
‫= ‪−W‬‬ ‫‪.T1.‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P ‬‬
‫‪G‬‬ ‫‪k − 1  1‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫

‬
 ‫‪ 800‬‬ ‫‪1.3 − 1‬‬ ‫‪‬‬
‫= ‪− W‬‬
‫‪53/28‬‬
‫‪0/60‬‬
‫* ‪* 520‬‬
‫‪1/3‬‬
‫‪‬‬
‫‪1/3 − 1  200‬‬
‫[‬ ‫]‬ ‫‪1/3‬‬
‫‪− 1‬‬
‫‪‬‬

‫‪-W = 75440 ft.lbf/lbm‬‬

‫ﺑﺎ ﻣﻘﺎﻳﺴﻪ ﻧﺘﺎﻳﺞ ﻣﻲﺗﻮان ﻣﺸﺎﻫﺪه ﻧﻤﻮد ﻛﻪ در ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻛﺎر ﺑﻴﺸﺘﺮي ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﺗﺮاﻛﻢ‬
‫اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺗﻐﻴﻴﺮ دﻣﺎ در ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز‬

‫در ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز‪ ,‬دﻣﺎي ﮔﺎز ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺑﺎ ﻣﻌﺎدﻻت زﻳﺮ اﻓﺰاﻳﺶ ﺧﻮاﻫﺪ ﻳﺎﻓﺖ ‪ ،‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﻪ‬
‫)‪ (4-11‬ﺑﺮاي ﻫﺮ دو ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻜﺶ و دﻫﺶ دارﻳﻢ‪:‬‬
‫‪P1.V1k = P2 .V2 k‬‬
‫ﺑﺎ ﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﻗﻮاﻧﻴﻦ ﮔﺎز ﺣﻘﻴﻘﻲ ‪:‬‬
‫‪P1.V1‬‬ ‫‪Z .T‬‬
‫‪= 1 1‬‬ ‫)‪(4-20‬‬
‫‪P2 .V2 Z 2 .T2‬‬
‫‪V1 P2 Z1.T1‬‬
‫‪= .‬‬
‫‪V2 P1 Z 2 .T2‬‬

‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-11‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬

‫‪k‬‬
‫‪ P2 Z1 T1 ‬‬ ‫‪P2‬‬
‫= ‪ . . ‬‬
‫‪ P1 Z 2 T2 ‬‬ ‫‪P1‬‬

‫آﻧﮕﺎه‪:‬‬
‫‪k −1‬‬
‫‪Z 2 T2‬‬ ‫‪P ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪.‬‬ ‫‪= 2‬‬ ‫)‪(4-21‬‬
‫‪Z1 T1‬‬ ‫‪ P1 ‬‬
‫ﻛﻪ‪،‬‬
‫ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در وﺿﻌﻴﺖ ﻣﻜﺶ ‪ ,‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪Z1 :‬‬

‫

‬
 ‫ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در وﺿﻌﻴﺖ دﻫﺶ‪ ,‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪Z 2 :‬‬
‫درﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻓﺸﺎر‪ ,‬دﻣﺎ و ﻧﻬﺎﻳﺘﺎً ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در وﺿﻌﻴﺖ ﻣﻜﺶ ﻣﻌﻠﻮم ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ,‬ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ‬
‫دﻣﺎي دﻫﺶ از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-21‬ﺑﻪ روش ﺣﺪس و ﺧﻄﺎ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬زﻳﺮا ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ Z 2‬و ‪ T2‬ﻣﺠﻬﻮل‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﻟﺬا ﺑﺎ ﻓﺮض اوﻟﻴﻪ ‪ Z 2 = 1.0‬ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ آﻏﺎز ﻣﻲﺷﻮد و ﻣﺘﻨﺎوﺑﺎً ﺑﻪ روش ﺣﺪس و ﺧﻄﺎ‬
‫ﻣﻘﺎدﻳﺮي ﺑﺮاي دﻣﺎي دﻫﺶ ﺑﺪﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ,‬ﺗﺎ رﺳﻴﺪن ﺑﻪ ﻳﻚ دﻣﺎي دﻫﺶ ﻣﻨﺎﺳﺐ در ﻣﺤﺪوده‬
‫ﻫﻤﮕﺮاﻳﻲ از ﻣﻘﺎدﻳﺮ ﻣﺨﻠﺘﻔﻲ ﺑﺮاي ‪ Z 2‬اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬اﮔﺮ ﺗﻐﻴﻴﺮات دﻣﺎ و ﻓﺸﺎر ﺑﺴﻴﺎر ﺟﺰﺋﻲ ﺑﺎﺷﺪ‪,‬‬
‫ﻳﻌﻨﻲ ‪ Z ≈ Z‬آﻧﮕﺎه ﺑﺎ ﺣﺬف ‪ Z1‬و ‪ Z 2‬از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪ ,4-21‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬

‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪P  k‬‬
‫‪= 2‬‬ ‫)‪(4-22‬‬
‫‪T1  P1 ‬‬
‫دﻣﺎي دﻫﺶ ﮔﺎز را ﺑﺎ ﻫﻤﺎن اﺑﻌﺎد ﻗﺒﻠﻲ ﻣﻲ ﺗﻮان از اﻳﻦ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﻮد ‪.‬‬
‫ﻣﺜﺎل ‪ :4-2‬ﺑﺎ ﻓﺮض اﻳﻨﻜﻪ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻮﺟﻪ ﻧﺒﺎﺷﺪ‪ ,‬دﻣﺎي دﻫﺶ ﮔﺎز را‬
‫در ﻣﺜﺎل ‪ 4-1‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ‪.‬‬
‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪:‬‬
‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪P ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪= 2‬‬ ‫)‪(4-22‬‬
‫‪T1  P1 ‬‬

‫‪1.3- 1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪ 800‬‬ ‫‪1/3‬‬
‫=‬ ‫‪ 200‬‬ ‫‪= 1/377‬‬
‫‪520‬‬

‫‪T = 716 o R = 256 o F‬‬

‫‪2‬‬

‫ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و ﺗﻮان )اﺳﺐ ﺑﺨﺎر(‬

‫ﻣﻘﺪار ﻛﺎر ﻳﺎ اﻧﺮژي وارده ﺑﺮ ﮔﺎز ﺟﻬﺖ ﺑﺎﻻ ﺑﺮدن ﻓﺸﺎر آن از ‪ P1‬ﺑﻪ ‪ , P2‬ﻫﺪ ﻧﺎﻣﻴﺪه ﻣﻲﺷﺪ‪.‬‬
‫واﺣﺪﻫﺎي آن در ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﺘﺮﻳﻚ )‪ KJ/Kg (SI‬و در ﺳﻴﺴﺘﻢ اﻣﭙﺮﻳﺎل ‪ lbf/lbm‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬ﻣﺮاﺟﻌﻪ ﺷﻮد)‬
‫ﺑﻪ اﻧﻮاع ﻣﺨﺘﻠﻒ ﺗﺮاﻛﻢ ﻛﻪ ﭘﻴﺶ از اﻳﻦ ﻣﻌﺮﻓﻲ ﺷﺪ‪(.‬‬
‫از ﺳﻮي دﻳﮕﺮ‪ ,‬ﺗﻮان )‪ (HP‬ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫= ‪HP‬‬ ‫ﻫﺪ * ﺟﺮﻳﺎن ﺟﺮﻣﻲ‬ ‫)‪(4-3 2‬‬

‫

‬
 ‫ﺑﺎزدﻫﻲ ﺣﺮارﺗﻲ ﺗﺮاﻛﻢ‬
‫واﺣﺪ ﻣﺸﺘﺮك ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي واﺣﺪﻫﺎي اﻣﭙﺮﻳﺎل ‪ HP‬ﺑﺮ‬
‫‪1 MMSCFD‬ﮔﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﻣﻲﺗﻮان از ﻫﻤﺎن ﻓﺮﻣﻮﻟﻲ ﻛﻪ‬
‫ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻫﺪ ﺣﺎﺻﻞ ﺷﺪ اﺳﺘﻔﺎده و ﺳﭙﺲ در ﺟﺮﻳﺎن ﺟﺮﻣﻲ ﮔﺎز ﺿﺮب ﻧﻤﻮد‪ ,‬ﻫﻤﺎﻧﻨﺪ آﻧﭽﻪ در ذﻳﻞ‬
‫ﻣﻲآﻳﺪ‪ :‬ﺗﻌﺪاد ﭘﻮﻧﺪ ﻣﻮل در ‪ 1،000،000‬ﻓﻮت ﻣﻜﻌﺐ ﮔﺎز در ﺷﺮاﻳﻂ اﺳﺘﺎﻧﺪارد ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪PV‬‬ ‫)‪(14/7)(1,0 00,000‬‬

‫= ‪n‬‬ ‫=‬ ‫‪= 2634/6‬‬ ‫‪lb moles‬‬
‫‪RT‬‬ ‫)‪(10/73)(52 0‬‬
‫‪m‬‬
‫= ‪ n‬ﻳﺎ ‪. m = 29G‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ ‪. 1HP.HR = 1.98 × 10 6 ft.lbf‬‬ ‫ﺟﺮم ﭘﻮﻧﺪ ﻣﻮل ﮔﺎز ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‬
‫‪M‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﻣﻘﺎدﻳﺮ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-19‬ﻛﻪ ﺑﺮاي ﻛﺎر آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ )ﻫﺪ( ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ‪ft.lbf/lbm‬‬

‫ﺣﺎﺻﻞ ﺷﺪه ﺑﻮد‪ ,‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﻧﺘﻴﺠﻪ ﻣﻲﺷﺪ ﻛﻪ واﺣﺪ ﺗﻮان آن )‪ (HP/1MMSCFD‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪53/28‬‬ ‫‪k  2 k‬‬‫‪‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫= ‪−W‬‬ ‫‪.T1.‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪  − 1‬‬
‫‪G‬‬ ‫‪k − 1  P1 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬ ‫‪‬‬

‫‪k‬‬ ‫‪53/28‬‬ ‫‪29G * 2634/6   P2 ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪‬‬
‫= ‪− W‬‬ ‫* ‪* T1‬‬ ‫*‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪− 1‬‬
‫‪k - 1‬‬ ‫‪G‬‬ ‫‪24 × 1/98 × 10 6   P1 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ 2 k‬‬‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫×‪− W = 0/0857‬‬ ‫‪× T1 ×    − 1‬‬ ‫)‪( 4-24‬‬
‫‪k-1‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪  1‬‬ ‫‪‬‬

‫ﻛﻪ‪،‬‬

‫‪-W : HP/1MMSCFD‬‬ ‫ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‪،‬‬

‫اﻟﺒﺘﻪ اﻳﻦ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﺑﺎ ﻓﺮض اﻳﻨﻜﻪ ﺑﺎزدﻫﻲ ﺣﺮارﺗﻲ ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﺎ ﻳﻚ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬ﺣﺎﺻﻞ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪ .‬در اﻳﻦ‬
‫ﻣﻌﺎدﻟﻪ اﺛﺮ ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻣﻨﻈﻮر ﻧﺸﺪه اﺳﺖ‪ ,‬ﻛﻪ اﻳﻦ اﺛﺮ در ﺑﺴﻴﺎري از ﻣﻮارد ﺑﺎ اﻫﻤﻴﺖ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫ﺑﺮاي درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻦ ﺿﺮﻳﺐ ‪ Z‬در اﻳﻦ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﺑﺎﻳﺪ از راﺑﻄﻪ ﮔﺎز ﺣﻘﻴﻘﻲ ‪ P1V1 = nRZ1T1‬اﺳﺘﻔﺎده‬
‫ﺷﻮد‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ‪:‬‬

‫

‬
 ‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ 2 k‬‬‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫×‪− W = 0/0857‬‬ ‫‪× Z 1 × T ×    − 1‬‬ ‫)‪(4-25‬‬
‫‪k-1‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪  1‬‬ ‫‪‬‬

‫ﻛﻪ ﻛﻠﻴﻪ ﺷﺎﺧﺺﻫﺎ ﻣﺸﺎﺑﻪ ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-24‬ﻫﺴﺘﻨﺪ‪ ,‬و ‪ Z1‬ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﮔﺎز در وﺿﻌﻴﺖ ﻣﻜﺶ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫در ﺑﺮﺧﻲ از ﻣﻮاﻗﻊ ﭘﻴﺸﻨﻬﺎد ﻣﻲﺷﻮد ﻛﻪ ﻳﻚ ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻣﺘﻮﺳﻂ در وﺿﻌﻴﺘﻬﺎي ﻣﻜﺶ و دﻫﺶ‬
‫درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد‪ .‬آﻧﮕﺎه ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪(4-25‬‬
‫ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت ﺗﺒﺪﻳﻞ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪Z +Z‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪2  2‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪‬‬
‫×‪− W = 0/0857‬‬ ‫‪× T1‬‬ ‫‪×    − 1‬‬ ‫)‪(4-26‬‬
‫‪k-1‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪  1‬‬ ‫‪‬‬

‫ﻛﻪ ‪ Z1‬و ‪ Z 2‬ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در وﺿﻌﻴﺘﻬﺎي ﻣﻜﺶ و دﻫﺶ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪.‬اﮔﺮ ﺑﺎزدﻫﻲ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‬
‫ﺗﺮاﻛﻢ درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-26‬ﺑﺪﻳﻦ ﺻﻮرت اﺻﻼح ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪Z +Z‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ 2 k‬‬‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬
‫×‪− W = 0/0857‬‬ ‫‪× T1‬‬ ‫×‬
‫‪‬‬ ‫‪P ‬‬ ‫‪− 1‬‬ ‫)‪(4-27‬‬
‫‪k-1‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪ηa  1 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪0,75 < ηa <0,79‬و ﺑﺎزدﻫﻲ آدﺑﺎﻳﺎﺗﻴﻚ ‪η a :‬‬

‫ﺗﺮاﻛﻢ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ از ﻟﺤﺎظ ﺗﺮﻣﻮدﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‬

‫درﺣﺎﻟﺖ ﻛﻠﻲ‪ ,‬وﻗﺘﻲ ﻫﻴﭽﮕﻮﻧﻪ ﺷﺮاﻳﻂ وﻳﮋهاي ﺑﻪ ﺟﺰ ﺑﺮﮔﺸﺖﭘﺬﻳﺮي ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ واﻗﻊ ﻧﺸﻮد‪ ,‬ﻓﺮآﻳﻨﺪ‬
‫ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﻛﺎرﺑﺮد دارد‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ,‬ﺑﺮاي ﻓﺮآﻳﻨﺪﻫﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ رواﺑﻂ زﻳﺮ را ﺧﻮاﻫﻴﻢ‬
‫داﺷﺖ‪:‬‬

‫‪P.Vk = C‬‬ ‫)رواﺑﻂ ﻓﺸﺎر‪ -‬ﺣﺠﻢ(‬

‫در ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‬
‫)اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت ﺑﻴﻦ ﺳﻴﺴﺘﻢ و ﻣﺤﻴﻂ اﻃﺮاف وﺟﻮد دارد( ‪dP = 0‬‬

‫‪P.Vn = C‬‬ ‫)‪) (4-12‬رواﺑﻂ ﻓﺸﺎر‪ -‬ﺣﺠﻢ(‬

‫در ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲ ﺗﺮوﭘﻴﻚ‬

‫

‬
 ‫)اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت ﺑﻴﻦ ﺳﻴﺴﺘﻢ و ﻣﺤﻴﻂ اﻃﺮاف وﺟﻮد دارد( ‪dq ≠ 0‬‬

‫ﻧﻤﺎي ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﮔﺎز و ﺑﺎزدﻫﻲ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ‬

‫ﭼﻨﺎﻧﭽﻪ ﭘﻴﺶ از اﻳﻦ ذﻛﺮ ﺷﺪ‪ ,‬رواﺑﻂ ﻓﺸﺎر‪ /‬ﺣﺠﻢ در ﻓﺮآﻳﻨﺪﻫﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﺑﻪ‬
‫ﺗﺮﺗﻴﺐ ﺑﻪ ﺻﻮرت ‪ P.Vk = C‬و ‪ P.Vn = C‬ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ ﺗﻮﺿﻴﺢ داده ﺷﺪ ﻛﻪ ﻧﻤﺎي‬
‫آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز ‪ , k = Cp/Cv‬ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﺗﺮﻛﻴﺐ ﮔﺎز و دﻣﺎي آن ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬در ﺿﻤﻦ ﻧﻤﻮدارﻫﺎﻳﻲ‬
‫در دﺳﺘﺮس ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ ﻛﻪ ﺑﺎزدﻫﻲ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻳﺎ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ را درﺻﻮرت ﻣﺸﺨﺺ ﺑﻮدن ﻳﻜﻲ از آﻧﻬﺎ‪,‬‬
‫ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻣﻲﻛﻨﺪ )ﺑﺮاي ﻣﺜﺎل‪ ,‬ﺷﻜﻞ ‪.(4-5‬‬
‫ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﺗﻐﻴﻴﺮات دﻣﺎ ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺑﻴﺎن ﻣﻲﺷﺪ‪:‬‬

‫‪T ‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪ 2  = (CR) k‬‬
‫‪ T1 ‬‬
‫‪a‬‬

‫در ﺣﺎﻟﻴﻜﻪ در ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ‪ ,‬راﺑﻄﻪ ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت اﺳﺖ‪:‬‬

‫‪T ‬‬ ‫‪n −1‬‬

‫‪ 2  = (CR) n‬‬
‫‪ T1 ‬‬
‫‪p‬‬

‫ﺑﺮاي دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎ ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ و دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ﻣﺸﺎﺑﻪ‪ ,‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻓﺮآﻳﻨﺪ‬
‫آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و دﻳﮕﺮي ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ را ﺗﻌﻘﻴﺐ ﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪ ,‬دﻣﺎي دﻫﺶ ﮔﺎز ﻳﻜﺴﺎن ﻧﺨﻮاﻫﺪ ﺑﻮد‪ .‬ﺑﺎ ﻓﺮض‬
‫اﻳﻨﻜﻪ دﻣﺎي دﻫﺶ ﻳﻜﺴﺎﻧﻲ ﺑﺮاي ﻫﺮ دو ﻓﺮآﻳﻨﺪ درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد‪ ,‬راﺑﻄﻪ ﺑﻴﻦ ‪ k‬و ‪ n‬از ﺣﺎﺻﻞ ﺿﺮب‬
‫ﻧﻤﺎي )‪ (CR‬در ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ‪ ,‬در ﺑﺎزدﻫﻲ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ) ‪ (η p‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪،‬‬

‫‪n −1 k −1‬‬
‫‪ηp .‬‬ ‫=‬
‫‪n‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪k −1 n‬‬
‫= ‪ηp‬‬ ‫‪.‬‬ ‫)‪(4-28‬‬
‫‪k n -1‬‬
‫ﻛﻪ‪،‬‬

‫

‬
 ‫ﺑﺎزدﻫﻲ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ‪ ,‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪η p :‬‬
‫ﻧﻤﺎي ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﮔﺎز‪ ،‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪n :‬‬
‫ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز‪ ,‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪k :‬‬

‫ﺑﺮاي ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﭘﺎراﻣﺘﺮﻫﺎ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-28‬ﻣﻲﺗﻮان از رواﺑﻂ ﮔﺎزﻫﺎي اﻳﺪهآل )‪ (4-1‬اﺳﺘﻔﺎده ﻧﻤﻮد‪:‬‬
‫‪Cp‬‬
‫=‪k‬‬ ‫)ﺟﺪول ‪(4-1‬‬
‫‪Cv‬‬
‫ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ و دﻣﺎي ﮔﺎز ﻣﻌﻠﻮم ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ,‬ﺷﻜﻞ ‪ 4-5‬ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﻣﺴﺘﻘﻴﻤﺎً ﺟﻬﺖ‬
‫ﺣﺼﻮل ﺑﻪ ﻳﻚ ﻣﻘﺪار ﺗﻘﺮﻳﺒﻲ ﺑﺮاي ‪ k‬ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده واﻗﻊ ﺷﻮد‪.‬‬

‫‪Cp - Cv = R‬‬ ‫ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪4-28‬‬

‫‪º‬‬
‫‪R = 1/986 Btu/lbmol R‬‬

‫ﺗﻮان در ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ‬

‫ﺗﻮان در ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ از ﻫﻤﺎن روﺷﻲ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ ﻛﻪ در ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﺣﺎﺻﻞ ﮔﺮدﻳﺪ‪.‬‬
‫ﺑﺎ ﺑﻬﺮهﮔﻴﺮي از ﻣﻌﺎدﻻت زﻳﺮ ﻣﻲﺗﻮان ﺗﻮان را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﻮد‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪n −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n‬‬
‫)‪− 1 (4-29‬‬
‫‪n‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬
‫× ‪− W p = 0/0857‬‬ ‫‪× T1 × Z‬‬ ‫‪×  ‬‬
‫‪n-1‬‬ ‫‪1η‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪p‬‬ ‫‪  1 ‬‬ ‫‪‬‬

‫‪Z +Z‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪1  2 n‬‬
‫‪P‬‬
‫‪− 1‬‬
‫‪n‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬
‫× ‪− W p = 0/0857‬‬ ‫× ‪× T1‬‬ ‫×‬ ‫‪×  ‬‬ ‫) ‪(4-30‬‬
‫‪n-1‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪η‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪p   1‬‬ ‫‪‬‬
‫‪‬‬

‫‪-Wp : HP/1MMSCHD‬‬ ‫ﻛﻪ ﺗﻮان ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﻣﻮردﻧﻴﺎزﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎرﻳﻚ ﮔﺎزاز‪ P1‬ﺑﻪ ‪,P2‬‬
‫ﺑﺎ ﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪ 4-28‬و ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪ 4-30‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬

‫

‬
 ‫‪Z +Z‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪− 1‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪k‬‬ ‫‪2‬‬
‫* ‪− W p = 0/0857* T1‬‬ ‫*‬ ‫‪*  ‬‬ ‫) ‪(4-31‬‬
‫‪2‬‬ ‫‪k - 1  1‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫ﺑﺎزدﻫﻲ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﺗﻮﺳﻂ ﺳﺎزﻧﺪه ﻣﺸﺨﺺ ﻣﻲﮔﺮدد و ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺗﺎﺑﻌﻲ از ﻇﺮﻓﻴﺖ ورودي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺷﻜﻞ )‪ ,(4-6‬راﺑﻄﻪ ﺑﻴﻦ ‪ CR ,η p ,η a‬و ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز" اﻳﺰﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ" )‪ (k‬را ﺑﻴﺎن‬
‫ﻣﻲﻛﻨﺪ‪.‬‬

‫

‬
Btu/(lb mol.ºR) ,(3-.& /01 )20() MCp !"# $% &'( )*+', .



‫ﺷﻜﻞ ‪ : 4 – 5‬ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﻘﺮﻳﺒﻲ ﻇﺮﻓﻴﺖ ﮔﺮﻣﺎﻳﻲ ﮔﺎزﻫﺎي ﻫﻴﺪروﻛﺮﺑﻨﻲ‬

‫

‬



$;</0= 5.>% . : – 8567
 ‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎز در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‬
‫در ﻣﻮاﻗﻌﻲ ﻃﺮاﺣﺎن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎز ﺟﻬﺖ رﺳﻴﺪن ﺑﻪ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﺑﻪ‬
‫ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ ﻛﻪ ﺑﻪ دﻻﻳﻞ آن اﺷﺎره ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫اﻟﻒ( ﻣﺤﺪودﻳﺘﻬﺎي ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ‪ :‬ﺑﻨﺎ ﺑﻪ دﻻﻳﻞ اﻳﻤﻨﻲ‪ ,‬ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺳﺎزﻧﺪﮔﺎن‪ ,‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﻛﻤﺘﺮ از‬
‫‪ 6‬را ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﭘﻴﺸﻨﻬﺎد ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪ .‬در ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺎﻻ‪ ,‬ﺑﺨﺶ ﻗﺎﺑﻞ‬
‫ﺗﻮﺟﻬﻲ از ﻧﻴﺮو ﺑﺮ ﻣﺤﻮر و اﺟﺰاي ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﻋﻤﺎل ﻣﻲﮔﺮدد ﻛﻪ ﺳﺒﺐ ﭘﻴﭽﻴﺪﮔﻲ‬
‫ﻃﺮاﺣﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﮔﺮان ﺷﺪن و ﺑﻌﻀﺎً ﻏﻴﺮ اﻳﻤﻦ ﺑﻮدن راﻫﺒﺮي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬در ﻓﺸﺎرﻫﺎ‬
‫و دﺑﻲﻫﺎي ﺑﺎﻻ در ﻃﻮل ﺧﻄﻮط اﻧﺘﻘﺎل ﮔﺎز ﻃﻮﻻﻧﻲ‪ ,‬ﻣﻘﺪار ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺑﻴﻦ ‪ 1/2‬ﺗﺎ‬
‫‪ 2/0‬ﻣﺤﺪود ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫ب ( ﻣﺤﺪودﻳﺘﻬﺎي دﻣﺎ‪ :‬ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺳﺎزﻧﺪﮔﺎن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻳﻚ دﻣﺎي دﻫﺶ ﺣﺪاﻛﺜﺮ‬
‫‪º‬‬ ‫‪º‬‬
‫‪ 350 F) 300 F‬ﺑﺮاي ﮔﺎزﻫﺎي ﺑﺪون اﻛﺴﻴﮋن( را ﭘﻴﺸﻨﻬﺎد ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪ .‬اﻳﻦ ﻣﻘﺪار ﺑﺎﻳﺪ ﺗﺎ‬
‫‪º‬‬
‫ﻣﺤﺪوده ‪ 250-275 F‬ﺑﺮاي ﮔﺎزﻫﺎﻳﻲ ﺑﺎ اﻛﺴﻴﮋن ﻧﺎﭼﻴﺰ ﻛﺎﻫﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻗﻮاﻋﺪ‬
‫ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ )‪ (CR≤6‬ﻳﺎ دﻣﺎ ) ‪ (TD≤300‬ﻧﻘﺾ ﮔﺮدد‪ ,‬ﺑﺎﻳﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﮕﺮي را ﺑﻪ‬
‫ﺻﻮرت ﺳﺮي اﺿﺎﻓﻪ ﻧﻤﻮد‪.‬‬

‫ﺗﺌﻮري ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﻳﻜﺴﺎن ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‬

‫ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ﺗﻌﺪادي از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﺑﺮاي اراﻳﻪ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‪ ,‬ﺑﻪ ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪,‬‬
‫ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺗﻌﺪاد زﻳﺎدي ﺗﺮﺗﻴﺐ ﻣﺤﺘﻤﻞ وﺟﻮد دارد‪ .‬ﺑﺮاي ﻣﺜﺎل‪ ,‬ﻣﻮردي را درﻧﻈﺮ ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ ﻛﻪ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ‬
‫ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر از ‪ 100 psia‬ﺑﻪ ‪ ,1600 psia‬ﻧﻴﺎز ﺑﻪ اﺳﺘﻔﺎده از دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي دارد‪.‬‬
‫ﻓﺮض ﻛﻨﻴﺪ ﻛﻪ ﺷﺮاﻳﻂ ﻣﺤﺪود ﻛﻨﻨﺪه )‪ (CR ≤ 6‬و )‪ (T ≤ 300 o F‬ﺑﺮﻗﺮار ﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﻧﻬﺎﻳﺖ‬
‫‪D‬‬
‫ﺗﻌﺪاد ﻧﺎﻣﺤﺪودي ﺗﺮﻛﻴﺐ اﻣﻜﺎنﭘﺬﻳﺮ وﺟﻮد دارد ﻛﻪ ﺑﺮﺧﻲ از آﻧﻬﺎ در ﺷﻜﻞ ‪ 4-7‬ﻧﻤﺎﻳﺶ داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬
‫در ﻣﻴﺎن ﺗﻌﺪاد زﻳﺎد اﺣﺘﻤﺎﻻت ﺟﻬﺖ ﺑﺎﻻ ﺑﺮدن ﻓﺸﺎر از ‪ Ps = 100psia‬ﺑﻪ ‪ PD = 1600 psia‬ﺑﺎ‬
‫اﺳﺘﻔﺎده از دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‪ ,‬ﺑﺎﻳﺪ ﺗﺮﻛﻴﺒﻲ ﻛﻪ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز )‪ (HP‬را ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ ﮔﺎز ﺑﻪ‬
‫ﺣﺪاﻗﻞ رﺳﺎﻧﺪ‪ ,‬اﻧﺘﺨﺎب ﮔﺮدد‪ .‬اﻳﻦ ﺗﺮﻛﻴﺐ‪ ،‬ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﻳﻜﺴﺎﻧﻲ دارد ﻛﻪ ‪ CR 1 = CR 2 = 4‬؛ و‬
‫اﺛﺒﺎت رﻳﺎﺿﻲ آن در ذﻳﻞ ﺑﻴﺎن ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺳﺎﺧﺘﺎر ﻧﻤﺎﻳﺶ داده ﺷﺪه در ﺷﻜﻞ ‪ 4-8‬را ﺑﺮاي دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در‬
‫ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﺑﺎ ﻳﻚ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ ﻛﻪ ﮔﺎز را ﺗﺎ دﻣﺎي اوﻟﻴﻪ آن )‪ (Ts‬ﺧﻨﻚ ﻣﻲﻛﻨﺪ درﻧﻈﺮ ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ‪.‬‬
‫ﻓﺮض ﻛﻨﻴﺪ ﻛﻪ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﮔﺎز ﻫﻴﭽﮕﻮﻧﻪ اﻓﺖ ﻓﺸﺎري را اﻋﻤﺎل ﻧﻤﻲﻛﻨﺪ و ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﻫﺮ‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ ‪ W1‬و ‪ W2‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار دادن ﮔﺎز در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫اول ﺑﺮاﺑﺮ ‪ W1‬اﺳﺖ و ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-24‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬

‫

‬
 ‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ i k‬‬‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫* ‪− W 1 = 0/0857‬‬ ‫‪* Ts *  ‬‬ ‫‪− 1‬‬
‫‪k-1‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪  s ‬‬ ‫‪‬‬

‫ﺑﻪ ﻫﻤﻴﻦ ﺗﺮﺗﻴﺐ‪ ،‬ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دوم ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ D k‬‬‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫* ‪− W 2 = 0/0857‬‬ ‫* ‪* Ts‬‬ ‫‪ P ‬‬ ‫‪− 1‬‬
‫‪k-1‬‬
‫‪  i ‬‬ ‫‪‬‬

‫در ﺣﺎﻟﻴﻜﻪ ﻣﺠﻤﻮع ﻛﺎر ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ D k‬‬‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫*‪− W = 0/0857‬‬ ‫‪* Ts *    − 1‬‬
‫‪k-1‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪  s ‬‬ ‫‪‬‬
‫‪P‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪ "0/0857.‬ﺛﺎﺑﺖ اﺳﺖ‪ ،‬و در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ‪ i = x‬و ‪، D = y‬‬ ‫ﻣﻘﺪار ﻋﺪدي ﻋﺒﺎرت " ‪.T‬‬
‫‪Pi‬‬ ‫‪Ps‬‬ ‫‪k −1 s‬‬
‫‪Pi PD‬‬
‫‪.‬‬ ‫‪.‬‬ ‫‪= x. y‬‬ ‫آﻧﮕﺎه ؛‬
‫‪Ps Pi‬‬
‫‪P‬‬
‫اﮔﺮ ﻓﺮض ﺷﻮد ﻛﻪ ‪ D = C1‬ﺛﺎﺑﺖ ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬آﻧﮕﺎه‪:‬‬
‫‪Ps‬‬
‫) ﺛﺎﺑﺖ( ‪. x.y = C1‬‬
‫از ﻣﻌﺎدﻻت ﺑﺎﻻ ‪:‬‬
‫)‪-W = (-W1) + (-W2‬‬ ‫) ‪(4-32‬‬
‫و در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ W1‬و ‪ W2‬ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻦ ﮔﺮدﻧﺪ‪ ،‬آﻧﮕﺎه‪:‬‬

‫) ‪(4-3 3‬‬
‫‪ kk−1‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪k‬‬
‫‪‬‬
‫‪−W=C‬‬ ‫‪x‬‬ ‫‪+y‬‬ ‫‪− 2‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪C1‬‬
‫= ‪ y‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬ ‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ‬
‫‪x‬‬

‫

‬
 ‫‪ k −1‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪ k‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪C‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪‬‬
‫‪− W = C  x +  1  − 2‬‬ ‫) ‪(4-34‬‬
‫‪‬‬ ‫‪ x ‬‬ ‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫)‪d (− W‬‬
‫‪ ،‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬ ‫ﺑﺮاي ﺗﻌﻴﻴﻦ ﺣﺪاﻗﻞ ﺗﻮان‪= 0 ،‬‬
‫‪dx‬‬
‫‪2‬‬
‫‪ kk−1 ‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪ x  = C1 k‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫‪x = C1‬‬ ‫ﻳﺎ‬
‫و از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪ ، x.y = C1‬ﻧﺘﻴﺠﻪ ﻣﻲﺷﻮد ‪ ، y = C1‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ‪. x = y‬‬
‫‪P‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪i‬‬‫‪= D‬‬ ‫ﻳﺎ ) ‪(4-35‬‬
‫‪P‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪s‬‬ ‫‪i‬‬
‫ﻧﺘﺎﻳﺞ ﺣﺎﺻﻠﻪ از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ) ‪ (4-35‬ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬

‫اﻟﻒ( ﺑﺎ ﻓﺮض؛ ‪ CR1 = CR2‬آﻧﮕﺎه ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ ﺧﻮاﻫﺪ رﺳﻴﺪ‪.‬‬
‫ب ( ﺑﺮاي ﺑﻴﺶ از دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﺑﺎ ﻓﺮض؛ ‪ CR 1 = CR 2 = CR‬ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ‬
‫‪3‬‬
‫ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز دﺳﺖ ﻳﺎﻓﺖ‪.‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﺷﻜﻞ ﻛﻠﻲ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ) ‪ (4-35‬ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت اﺳﺖ‪:‬‬

‫‪ PD ‬‬ ‫‪n‬‬

‫)‪  = (CR‬‬ ‫) ‪(4-36‬‬
‫‪P‬‬
‫‪ s‬‬
‫‪1‬‬
‫‪ PD  n‬‬
‫)‪  = (CR‬‬ ‫) ‪(4-37‬‬
‫‪ Ps ‬‬

‫ﻛﻪ ‪:‬‬
‫ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ‪ ،‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪n :‬‬
‫ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺮاي ﻫﺮ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )ﻣﺴﺎوي ﻫﻢ (‪ ،‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪CR:‬‬

‫

‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ . 4 – 7‬ﺗﻌﺪادي از ﺗﺮﻛﻴﺒﺎت اﺣﺘﻤﺎﻟﻲ ﻧﺴﺒﺖ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي »دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي« ﺟﻬﺖ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز از ‪ 100 psia‬ﺑﻪ ‪1600 psia‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-8‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‪ ،‬ﺑﺪون اﻓﺖ ﻓﺸﺎر در ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ‬

‫

‬
‫ﻣﺜﺎل ‪ .3 -4‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻻزم در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎز ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ ‪ ،PD =1600psia‬و ‪.k =1/4‬‬
‫و‬ ‫‪Ps‬‬ ‫‪=100‬‬ ‫‪psai‬‬ ‫ﺑﺎ‬ ‫اﺳﺖ‬ ‫ﺑﺮاﺑﺮ‬ ‫ﺗﺮﺗﻴﺐ‬ ‫ﺑﻪ‬ ‫ﻣﻜﺶ‬ ‫دﻣﺎي‬ ‫و‬ ‫ﻣﻜﺶ‬ ‫ﻓﺸﺎر‬
‫‪º‬‬
‫‪ Ts = 40 F‬و در ﻫﺮ ﻣﺮﺣﻠﻪ‪ ،‬ﮔﺎز ﺗﺎ دﻣﺎي اوﻟﻴﻪاش ﺧﻨﻚ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﺎ ﻓﺮض ﺣﺪاﻛﺜﺮ دﻣﺎي ﻣﺠﺎز دﻫﺶ‬
‫‪º‬‬
‫ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﺎ ‪ ، 300 F‬ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي را ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ﭘﺎﺳﺦ‪ :‬در اﺑﺘﺪ ﺑﺎﻳﺪ ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﺑﺮﻗﺮاري ﺷﺮاﻳﻂ ‪ CR ≤ 6‬و‪ ، T ≤ 300‬اﻃﻤﻴﻨﺎن ﺣﺎﺻﻞ ﻧﻤﻮد‪.‬‬
‫‪d‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ) ‪ CR (4-37‬ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫‪1‬‬
‫‪P ‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪CR =  D ‬‬
‫‪ Ps ‬‬

‫اﮔﺮ ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻳﻚ دﺳﺘﮕﺎه ﻓﺮض ﺷﻮد )‪ (n = 1‬آﻧﮕﺎه ﻃﺒﻖ راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﻣﻘﺪار ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه ﺑﺴﻴﺎر‬
‫ﺑﺎﻻ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫‪1‬‬
‫‪ 1600  1‬‬
‫‪CR = ‬‬ ‫‪= 16‬‬
‫‪ 100 ‬‬

‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺑﺎ ﻓﺮض ‪ n = 2‬ﺑﺮاي دو دﺳﺘﮕﺎه ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻧﺘﻴﺠﺔ زﻳﺮ ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪1‬‬
‫‪ 1600  2‬‬
‫‪CR = ‬‬ ‫‪= 4‬‬
‫‪ 100 ‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﻧﺘﻴﺠﻪ ﺑﺪﺳﺖ آﻣﺪه ‪ CR = 4‬ﻛﻪ ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﻛﻨﻮن دﻣﺎي دﻫﺶ را ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از‬
‫ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-22‬ﻣﻮرد آزﻣﻮن ﻗﺮار ﻣﻲدﻫﻴﻢ‪:‬‬
‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪P ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪=  2 ‬‬
‫‪T1‬‬ ‫‪ P1 ‬‬

‫‪1/4 −1‬‬
‫‪Ti‬‬
‫‪= (4) 1/4 = 1/486‬‬
‫‪460+ 40‬‬

‫‪T = 743 o R = 283 o F‬‬

‫‪i‬‬
‫‪º‬‬ ‫‪º‬‬
‫‪ ، Ti = 3 28 F < 300 F‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﺗﺮﻛﻴﺒﻲ از دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل اﺳﺖ‪.‬‬

‫

‬
 ‫‪º‬‬
‫ﻣﺜﺎل ‪ .4-4‬اﮔﺮ دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ﺑﻪ ‪ 70 F‬اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ ،‬ﺳﺎﺧﺘﺎر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﻣﺜﺎل ‪ 3‬ﺑﻪ ﭼﻪ ﺻﻮرت‬
‫ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد؟‬
‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪ :‬ﺑﺎ ‪ CR‬ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل‪ ،‬دﻣﺎي دﻫﺶ ﺟﺪﻳﺪي را ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآورﻳﻢ‪:‬‬

‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪P ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪= 2‬‬
‫‪T1  P1 ‬‬

‫‪1/4 − 1‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪i‬‬ ‫‪1/4‬‬
‫)‪= (4‬‬ ‫‪= 1/486‬‬
‫‪460 + 70‬‬

‫‪T‬‬ ‫‪= 787/ 6 o R = 327/6 o F‬‬

‫‪i‬‬

‫‪ ، TD‬ﻏﻴﺮﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ دو راه ﺣﻞ‬‫‪ Ti‬ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﺣﺎﻟﺖ ‪≤ 300‬‬
‫اراﺋﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫اﻟﻒ( اﺿﺎﻓﻪ ﻛﺮدن ﻳﻚ ﭘﻴﺶ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﺑﻪ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺑﺮاي ﻛﺎﻫﺶ دﻣﺎي ﻣﻜﺶ‪ ،‬ﺗﻨﻬﺎ ﻣﺠﻮز راﻫﺒﺮي دو‬
‫و‬ ‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎ ‪ T D ≤ 300 o F‬را ﻣﻲدﻫﺪ‪ .‬اﻳﻦ دﻣﺎ را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﻪ آﺳﺎﻧﻲ‪ ،‬ﺑﺎ اﻧﺘﺨﺎب‬
‫‪ T D = 300 o F‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ‪ Ts‬ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻧﻤﻮد‪:‬‬

‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬ ‫‪P ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪= 2‬‬
‫‪T1  P1 ‬‬

‫‪1/4 − 1‬‬
‫‪300 + 460‬‬
‫‪= (4) 1/4 = 1/486‬‬
‫‪Ts‬‬
‫‪T = 511/5 o R = 51/5 o F‬‬
‫‪s‬‬
‫‪ ، T = 51.5o F‬ﺣﺪاﻛﺜﺮ دﻣﺎي ﻣﺠﺎز ﻣﻜﺶ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫‪s‬‬
‫ب ( در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ از ﭘﻴﺶ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه اﺳﺘﻔﺎده ﻧﺸﻮد‪ ،‬ﺑﺎﻳﺪ ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ .‬ﺣﺎل اﮔﺮ‬
‫ﺳﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺠﺎي دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﻣﺘﺤﺎن ﮔﺮدد‪ ،‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬در ﺣﺎﻟﺖ ‪ n = 3‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬

‫

‬
 ‫‪1‬‬ ‫‪1‬‬
‫‪P  n‬‬ ‫‪1600 3‬‬
‫‪CR =  D ‬‬ ‫‪CR = ‬‬ ‫‪= 2/52‬‬
‫‪ Ps ‬‬ ‫‪ 100 ‬‬

‫‪CR1 = CR2 = CR 3 = 2/52‬‬

‫‪º‬‬
‫در اﻳﻦ وﺿﻌﻴﺖ دﻣﺎي دﻫﺶ را ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآورﻳﻢ ﺗﺎ ﻣﺸﺨﺺ ﺷﻮد ﻛﻪ از ‪ 300 F‬ﭘﺎﻳﻴﻦﺗﺮ اﺳﺖ ﻳﺎ ﺧﻴﺮ‪.‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪2 = (CR) k‬‬
‫‪T‬‬
‫‪1‬‬

‫‪T‬‬ ‫‪1/4 - 1‬‬

‫‪1‬‬
‫)‪= (2/52‬‬ ‫= ‪1/4‬‬ ‫‪1/3022‬‬
‫‪460+ 70‬‬

‫‪T = 690/2 o R = 230o F‬‬

‫‪1‬‬
‫ﻛﻪ ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬

‫اﺛﺮ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ ﺑﺮ ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ‬

‫ﺑﺮاي ﻣﻮرد ﭘﻴﺸﻴﻦ‪ ،‬ﻓﺮض ﺑﺮ اﻳﻦ ﺑﻮد ﻛﻪ ﻫﻴﭽﮕﻮﻧﻪ اﻓﺖ ﻓﺸﺎري در ﻃﻮل ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ ﮔﺎز واﻗﻊ‬
‫ﻧﻤﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﻓﺸﺎرﻫﺎي ورودي و ﺧﺮوﺟﻲ ﻛﻮﻟﺮ ﻣﻴﺎﻧﻲ ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﻮدﻧﺪ‪ ،‬و ﻛﻠﻴﻪ ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي اﻳﻦ‬
‫ﻓﺮض اﻧﺠﺎم ﻣﻲﭘﺬﻳﺮﻓﺖ‪ .‬ﺑﺎ اﻳﻦ وﺟﻮد‪ ،‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻳﻚ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﻣﻌﺎدل ‪ ∆P‬در ﻃﻮل ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه‬
‫ﮔﺎز وﺟﻮد داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬اﺛﺮ آن را ﺑﺎﻳﺪ ﺑﺮ ﻛﻞ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﻨﻈﻮر ﻧﻤﻮد )ﺷﻜﻞ ‪ 4-9‬ﻣﺸﺎﻫﺪه ﺷﻮد(‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-9‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‪ ،‬ﺑﺎ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر در ﻃﻮل ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ‬

‫

‬
 ‫ﺑﺮاي ﺣﺪاﻗﻞ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‪ ،‬ﻗﺎﻋﺪة ﺑﺮاﺑﺮي ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﻣﻌﺘﺒﺮ اﺳﺖ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬

‫‪P‬‬
‫‪CR1 = i‬‬
‫‪Ps‬‬

‫‪PD‬‬
‫= ‪CR 2‬‬
‫‪Pi - ∆P‬‬

‫‪ CR1 = CR‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ‪:‬‬

‫‪2‬‬
‫‪Pi‬‬ ‫‪PD‬‬
‫=‬ ‫) ‪(4-38‬‬
‫‪Ps Pi − ∆P‬‬

‫‪P 2 − ∆P.P − P .P = 0‬‬ ‫ﻳﺎ ) ‪(4-39‬‬

‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬ ‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬
‫اﮔﺮ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ) ‪ (4-39‬ﺑﺮاي ‪ Pi‬ﺣﻞ ﺷﻮد‪ ،‬آﻧﮕﺎه‪:‬‬

‫‪∆P ± (∆P) 2 + 4P .P‬‬

‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬
‫= ‪P‬‬ ‫)‪(4-40‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪2‬‬
‫ﺗﻨﻬﺎ ﺟﻮاب ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻋﺒﺎرت اﺳﺖ از‪:‬‬

‫‪∆P + (∆P) 2 + 4P .P‬‬

‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬
‫= ‪P‬‬ ‫)‪(4-41‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪2‬‬

‫در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (∆P) 2 << 4.P .P ،(4-41‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬

‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬

‫‪∆P‬‬
‫= ‪P‬‬ ‫‪+ P −P‬‬ ‫)‪(4-42‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬

‫ﻧﺘﻴﺠﻪ اﻳﻨﻜﻪ‪ ،‬در ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي داراي ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪه ﮔﺎز‪ ،‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪه‪ ،‬اﻓﺖ ﻓﺸﺎري ﻣﻌﺎدل ﺑﺎ‬
‫‪∆P‬‬
‫ﺑﻪ ﻓﺸﺎر ﺧﺮوﺟﻲ از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اول‪،‬‬ ‫‪ ∆P‬اﻳﺠﺎد ﻧﻤﺎﻳﺪ‪ ،‬درﺻﻮرت اﺿﺎﻓﻪ ﺷﺪن ﻣﻘﺪاري ﻣﻌﺎدل‬
‫‪2‬‬
‫ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﻣﻲﺗﻮاﻧﻨﺪ ﺑﺮاﺑﺮ ﺷﻮﻧﺪ؛ آﻧﮕﺎه ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت ﻣﺮﺗﺐ ﻣﻲﮔﺮدﻧﺪ‪:‬‬

‫

‬
‫‪CR 1 = CR 2 = ...... = CR n‬‬

‫ﻣﺜﺎل ‪ .5-4‬ﺑﺮاي دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر درﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ‪ ،PD=1600psia ,Ps=100psia‬و ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ‬

‫اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ‪ ∆P = 5psi‬را اﻋﻤﺎل ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﺑﻬﺘﺮﻳﻦ ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢ راﻫﺒﺮي اﻳﻦ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺗﻌﻴﻴﻦ ﮔﺮدد‪.‬‬
‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪ :‬زﻣﺎﻧﻲ ﻛﻪ ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪه اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ‪ 5psi‬را اﻋﻤﺎل ﻣﻲﻛﻨﺪ‪،‬‬
‫ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺑﺎ ‪ 20 psi‬اﻓﺖ‪ ،‬از ‪ 1600 psia‬ﺑﻪ ‪ 1580 psia‬ﻣﻲرﺳﺪ‪ .‬ﺑﺮاي ﺑﺮﻗﺮاري ‪PD = 1600 psai‬‬
‫‪ ،‬ﺿﺮورت دارد ﻣﻘﺪار زﻳﺮ اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪.‬‬

‫‪1600‬‬
‫‪CR‬‬ ‫‪2‬‬ ‫=‬ ‫‪= 4/05‬‬
‫‪395‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬دﺳﺘﻮراﻟﻌﻤﻞ ذﻛﺮ ﺷﺪه ﻓﻮق‪ ،‬ﺟﻬﺖ ﺗﻨﻈﻴﻢ ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﻪ ﻣﻘﺎدﻳﺮ ﺑﺮاﺑﺮ و ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ‪ ،‬ﺑﺮﻗﺮاري‬
‫ﻓﺸﺎر دﻫﺶ در ‪ PD = 1600psia‬ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﺧﻮاﻫﺪ ﮔﺮﻓﺖ‪.‬‬
‫از ﻣﻌﺎدﻟﺔ )‪ (4-42‬ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت زﻳﺮ اﻧﺠﺎم ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪∆P‬‬
‫= ‪P‬‬ ‫‪+ P −P‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬

‫‪5‬‬
‫‪P‬‬ ‫=‬ ‫‪+‬‬ ‫‪100 × 1600‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪2‬‬
‫‪P = 402/5psia‬‬
‫‪i‬‬

‫‪402/5‬‬
‫‪CR‬‬ ‫=‬ ‫‪= 4/025‬‬ ‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪100‬‬

‫‪P = 402/5 - 5 = 397/5‬‬ ‫و‬

‫‪i‬‬

‫‪1600‬‬
‫‪CR‬‬ ‫=‬ ‫‪= 4/025‬‬ ‫ﻳﺎ‬
‫‪2‬‬ ‫‪397/5‬‬
‫‪CR‬‬ ‫= ‪1‬‬ ‫‪CR‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪= 4/025‬‬ ‫ﺗﻮﺟﻪ ﻛﻨﻴﺪ ﻛﻪ‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻓﻮق در ﺷﻜﻞ ‪ 4-11‬ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫

‬
 ‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-10‬ﻣﺜﺎل ‪ .4-5‬آراﻳﺶ اﺑﺘﺪاﻳﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي ‪CR = 4‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-11‬ﻣﺜﺎل ‪ .4-5‬آراﻳﺶ اﺻﻼح ﺷﺪه ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي ‪ 5 psi‬اﻓﺖ ﻓﺸﺎر‬

‫‪CR = 4/025‬‬ ‫در ﻃﻮل ﻛﻮﻟﺮ ﻣﻴﺎﻧﻲ‬

‫ﻗﺎﻋﺪه ﺗﺴﺎوي ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺮاي ﺑﻴﺶ از دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‬

‫ﻫﻤﺎﻧﻄﻮر ﻛﻪ ﭘﻴﺶ از اﻳﻦ ذﻛﺮ ﮔﺮدﻳﺪ‪ ،‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺑﻴﺶ از دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﻣﺮﺗﺐ ﺷﺪه‬
‫ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ،‬در ﻫﻨﮕﺎم ﺑﺮاﺑﺮي ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ‪ ،‬ﻧﻴﺎز ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ ﻣﻘﺪار ﺗﻮان ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد‪ .‬در ﻫﺮ ﺣﺎل‪ ،‬ﺑﻪ ﻫﻤﺎن‬
‫ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ ،‬ﻣﻌﺎدﻻت ﭘﻴﭽﻴﺪهﺗﺮ ﺧﻮاﻫﻨﺪ ﺷﺪ‪ .‬ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه‬
‫در ﺷﻜﻞ ‪ 4-12‬ﺑﺎ ﺳﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و دو ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪه ﮔﺎز در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي را درﻧﻈﺮ ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-12‬ﺳﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‬

‫

‬
 ‫ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ ﻣﺘﻨﺎﻇﺮ ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬
‫‪P ′‬‬
‫‪CR‬‬ ‫=‬ ‫‪i‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪s‬‬

‫‪P″‬‬
‫‪CR‬‬ ‫=‬ ‫‪i‬‬
‫‪2‬‬ ‫‪P ′ − ∆P‬‬
‫‪i‬‬

‫‪P‬‬
‫‪D‬‬
‫= ‪CR‬‬
‫‪P ″ − ∆P‬‬
‫‪3‬‬
‫‪i‬‬

‫ﺑﺮاي ﺗﻮان ﻣﺼﺮﻓﻲ ﺣﺪاﻗﻞ ﺑﺎﻳﺪ ‪ CR 1 = CR 2 = CR‬ﺑﺎﺷﺪ؛ ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬

‫‪3‬‬

‫‪P′‬‬ ‫‪P″‬‬ ‫‪P‬‬

‫‪i‬‬ ‫=‬ ‫‪i‬‬ ‫‪D‬‬ ‫)‪(4-3 4‬‬
‫=‬
‫‪P‬‬
‫‪s‬‬ ‫‪P ′ − ∆P‬‬ ‫‪P ″ − ∆P‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬

‫در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ ،(4-3 4‬ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ PD, Ps‬و ‪ ∆P‬ﻣﻌﻠﻮم ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ و ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ P ′‬و ‪ P ″‬را از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻧﺘﻴﺠﻪ ﺷﺪه‬
‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬
‫زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآورﻳﻢ‪:‬‬
‫‪3‬‬ ‫‪2‬‬
‫‪P ′ − ∆P.P ′ - P .∆P.P ′ − P 2 − P = 0‬‬ ‫)‪(4-44‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬ ‫‪s‬‬ ‫‪i‬‬ ‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬

‫ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-44‬را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻳﻜﻲ از روﺷﻬﺎي ﺣﻞ ﻣﻌﺎدﻻت درﺟﻪ ‪ ،3‬ﺣﻞ ﻧﻤﻮد )راهﺣﻞ‬
‫دﻗﻴﻘﻲ ﺑﺮاي اﻳﻦ ﻣﻌﺎدﻟﻪ وﺟﻮد ﻧﺪارد‪ ،‬وﻟﻲ ﻣﻲﺗﻮان از روﺷﻬﺎي ﺗﻜﺮار ‪ 24‬ﺑﺮاي ﺣﻞ آن اﺳﺘﻔﺎده ﻧﻤﻮد(‪.‬‬
‫ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ‪ P ′‬ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪ‪ P ″ ،‬ﻧﻴﺰ از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-3 4‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺳﭙﺲ ﺗﻤﺎﻣﻲ ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي‬
‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬
‫ﺗﺮاﻛﻢ ﻗﺎﺑﻞ اﻧﺪازهﮔﻴﺮي ﺧﻮاﻫﻨﺪ ﺷﺪ ) ‪. (CR1 = CR 2 = CR‬‬
‫‪3‬‬
‫ﺑﺎﻳﺪ ﺗﻮﺟﻪ داﺷﺖ ﻛﻪ ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‪ ،‬ﻻزم اﺳﺖ از ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪه ﮔﺎزي ﻛﻪ داراي اﻓﺖ‬
‫ﻓﺸﺎر ﭘﺎﻳﻴﻦ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪،‬اﺳﺘﻔﺎده ﺷﻮد)در ﻣﺤﺪودة ‪ .(1-5psi‬دﻟﻴﻞ اﻳﻦ اﻧﺘﺨﺎب ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ رﺳﺎﻧﺪن اﻓﺖ ﻓﺸﺎر‬

‫‪-Iterative Method‬‬

‫

‬
 ‫ﻛﻠﻲ در ﻣﺤﺪودة ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬زﻳﺮا ﻫﺮ ﭼﻪ اﻓﺖ ﻓﺸﺎرﻫﺎي ﺑﺎﻻﺗﺮي در ﻫﺮ ﻣﺮﺣﻠﻪ در ﻳﻜﺪﻳﮕﺮ ﺿﺮب‬
‫ﮔﺮدﻧﺪ‪ ،‬ﻧﻬﺎﻳﺘﺎً ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ ﻳﻚ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻮﺟﻪ ﺧﻮاﻫﻨﺪ ﺷﺪ‪.‬‬
‫ﺗﺄﺛﻴﺮ ﺗﻠﻔﺎت اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﺑﺮ ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ و رﻓﺖ و‬
‫ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ‬
‫ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻛﻠﻲ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﻣﻘﺎﻳﺴﻪ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ ،‬ﻣﻲﺑﺎﻳﺴﺖ‬
‫ﺗﻠﻔﺎت در ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ‪ ،‬ﺷﻴﺮﻫﺎ ﻳﺎ ﻟﻮﻟﺔ اﺻﻠﻲ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر درﻧﻈﺮ‬
‫ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد‪.‬‬
‫ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ )‪ (CR‬ﺑﺮاي دﺳﺘﮕﺎﻫﻬﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﺳﺮي را ﻣﻲﺗﻮان از ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ آورد‪:‬‬
‫‪1‬‬
‫‪) n −1 ] n‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﻠﻔﺎت ﺑﻴﻦ ﻫﺮ دﺳﺘﮕﺎه ‪CR = [C × (1+‬‬ ‫)‪(4-45‬‬
‫‪0‬‬

‫ﻛﻪ ‪ : CR‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﻋﻤﻠﻲ ﺑﺮاي ﻫﺮ دﺳﺘﮕﺎه‪ ،‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ‬

‫‪ : n‬ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‬
‫و ‪ C‬ﺑﻪ وﺳﻴﻠﻪ ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪0‬‬

‫ﺗﻠﻔﺎت دﻫﺶ‪ +‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬

‫= ‪C‬‬ ‫)‪(4-46‬‬
‫‪0‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﻣﻜﺶ‪ -‬ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬

‫ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي رﻓﺖ و ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ‪ ،‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ )‪ (CR‬ﺑﺮاي ﻫﺮ دﺳﺘﮕﺎه ﺑﻪ وﺳﻴﻠﻪ ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت دﻫﺶ‪ +‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫= ‪CR‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﻣﻜﺶ‪ -‬ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬

‫و ﺑﻪ اﻳﻦ ﻣﻌﻨﺎ اﺳﺖ ﻛﻪ ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮﻫﺎي رﻓﺖ و ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ ‪CR = C‬‬

‫‪0‬‬

‫ﻣﺜﺎل ‪ .6-4‬ﻳﻚ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﻧﻤﻮﻧﻪ داراي ﺳﻪ دﺳﺘﮕﺎه ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي را درﻧﻈﺮ ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ‪ .‬در‬
‫ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺗﻠﻔﺎت زﻳﺮ در ﻫﻨﮕﺎم راﻫﺒﺮي ﺑﻪ وﻗﻮع ﭘﻴﻮﺳﺘﻪ ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ را ﺑﺮاي ﻫﺮ دﺳﺘﮕﺎه ﮔﺮﻳﺰ از‬
‫ﻣﺮﻛﺰ ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ‪.‬‬
‫ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ ﺑﻪ اﻳﺴﺘﮕﺎه‪600 psia :‬‬
‫ﻓﺸﺎر دﻫﺶ از اﻳﺴﺘﮕﺎه ‪900 psia :‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﻟﺨﺘﻪﮔﻴﺮ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ ﻣﻜﺶ ‪3 pis :‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﺷﻴﺮ ﻣﻜﺶ ‪5 psi :‬‬

‫

‬
 ‫ﺗﻠﻔﺎت ﺷﻴﺮ دﻫﺶ ‪5 psi :‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻟﻮﻟﻪﻛﺸﻲ دﻫﺶ ‪2 psi :‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ﺑﻴﻦ ﻫﺮ دو دﺳﺘﮕﺎه ﺳﺮي ﺷﺪه ‪%0/5 :‬‬
‫راه ﺣﻞ ‪ :‬ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ CR ،‬ﺑﺎﻳﺪ از راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﺷﻮد‪:‬‬

‫ﺗﻠﻔﺎت دﻫﺶ‪ +‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬

‫= ‪C‬‬
‫‪0‬‬ ‫ﺗﻠﻔﺎت ﻣﻜﺶ‪ -‬ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬

‫‪900+2+5‬‬
‫= ‪C‬‬ ‫=‬ ‫‪1/32 5‬‬
‫‪0‬‬ ‫‪600-5-3‬‬

‫‪n-1‬‬
‫)ﻧﺴﺒﺖ ﺗﻠﻔﺎت ﺑﻴﻦ ﻫﺮ دﺳﺘﮕﺎه ‪(1 +‬‬ ‫‪=(1/005)3 -1=1/01‬‬
‫آﻧﮕﺎه ؛‬
‫‪1‬‬ ‫‪1‬‬

‫‪CR = [C × (1/01)] n = [1/532× 1/01] 3 = 1/157‬‬

‫‪0‬‬

‫اﮔﺮ ﺗﻠﻔﺎت داﺧﻠﻲ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﻧﺎدﻳﺪه ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد‪ CR ،‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﺷﺪه ﻛﻤﺘﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ و ﺑﺮاﺳﺎس راﺑﻄﻪ زﻳﺮ‬
‫ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬
‫‪1‬‬
‫‪P  n‬‬
‫‪CR =  D ‬‬
‫‪ Ps ‬‬
‫‪1‬‬
‫‪ 900 3‬‬
‫‪CR =   = 1/145‬‬
‫‪ 600‬‬

‫ﺑﺎ اﻳﻦ ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ‪ ،‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ‪ 900 psia‬ﺑﻪ ﺻﻮرت ﻛﺎﻣﻞ ﺗﺄﻣﻴﻦ ﻣﻲﮔﺮدد‪).‬ﻣﺮاﺟﻌﻪ ﺷﻮد ﺑﻪ‬
‫‪( Engineers Handbook , Industrial Press‬‬

‫ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬

‫

‬
‫ﻏﺎﻟﺒﺎً‪ ،‬در ﻃﺮاﺣﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﺑﺮاي ﻓﺸﺎر دﻫﺶ و ﻇﺮﻓﻴﺖ اراﺋﻪ ﺷﺪه‪ ،‬ﺳﻪ ﺷﺎﺧﺺ ﻋﻬﺪه‬
‫درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪،‬ﻛﻪ ﻋﺒﺎرﺗﻨﺪ از‪:‬‬

‫اﻟﻒ( ﺗﻮان ﻣﻔﻴﺪ )ﺗﻮان ﻣﺤﻮري(‬

‫ب ( دﻣﺎي دﻫﺶ‬
‫ج ( ﺳﺮﻋﺖ راﻫﺒﺮي‬

‫‪25‬‬
‫ﺗﻮان ﻣﻔﻴﺪ‬
‫ﺗﻮان ﮔﺎزي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )‪ (GHP‬ﻋﺒﺎرت اﺳﺖ از؛ ﺗﻮاﻧﻲ ﻛﻪ از ﻃﺮﻳﻖ ﻣﻌﺎدﻻت آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و ﭘﻠﻲﺗﺮوﺑﻴﻚ‬
‫ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬ﺗﻮان ﻣﻔﻴﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )‪ (BHP‬ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﺎ ﺗﻮان ﮔﺎزي ﺗﻘﺴﻴﻢ ﺑﺮ ﺑﺎزدﻫﻲ ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪،‬‬
‫ﻛﻪ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-48‬ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫‪GHP‬‬
‫= ‪BHP‬‬ ‫)‪(4-48‬‬
‫‪ηM‬‬

‫ﺗﻠﻔﺎت ‪BHP = GHP +‬‬ ‫)‪(4-49‬‬

‫ﻛﻪ ‪ ηM‬ﺑﺎزدﻫﻲ ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻛﻤﭙﻮرﺳﻮرﻫﺎ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در اﻏﻠﺐ ﻛﺎرﺑﺮدﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ ،‬ﺗﻠﻔﺎت‬
‫ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻧﺴﺒﺘﺎً ﻛﻮﭼﻚ ﻫﺴﺘﻨﺪ و ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﻳﻜﻲ ﺑﺎزدﻫﻲ ﻣﻜﺎﻧﻴﻜﻲ ﻣﻴﺎﻧﮕﻴﻦ ‪ 99‬درﺻﺪ ﺑﺮاي ﻧﺘﺎﻳﺞ‬
‫ﺗﻘﺮﻳﺒﻲ ﻓﺮض ﺷﻮد‪.‬‬

‫‪26‬‬
‫ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و‪GHP‬‬
‫ﻣﻌﺎدﻻت ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ ‪ GHP‬و ﻧﻴﺰ ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )‪ (ft.lbf/lbm‬ﻗﺒﻼً در اﻳﻦ ﻓﺼﻞ اراﺋﻪ ﮔﺮدﻳﺪ‪ .‬اﻛﺜﺮ‬
‫رواﺑﻂ ﺑﻴﻦ ‪ GHP‬و ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در اﻳﻨﺠﺎ ﻣﻮرد ﺑﺤﺚ ﻗﺮار ﺧﻮاﻫﺪ ﮔﺮﻓﺖ‪.‬ﻫﺪ در واﺣﺪ ﻓﻮت‬
‫)‪ (ft.lbf/lbm‬ﻛﻪ در ﻳﻚ ردﻳﻒ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎز ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ ،‬ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ ﭘﺮواﻧﻪ و ﭘﺨﺸﮕﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﻪ وﺳﻴﻠﻪ راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﺑﺎ ﺳﺮﻋﺖ ﻣﺤﻴﻄﻲ ﭘﺮواﻧﻪ ﻣﺮﺗﺒﻂ ﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪-Brake Horse Power‬‬

‫‪-Gas Horse Power‬‬

‫

‬
 ‫‪U‬‬
‫‪Head = µ ′. 2‬‬ ‫)‪(4-50‬‬
‫‪g‬‬
‫‪c‬‬

‫ﻛﻪ ‪:‬‬
‫‪ = Head‬ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ftlbf/lbm (ft) ،‬‬
‫ﺿﺮﻳﺐ ﻓﺸﺎر ﻛﻪ از ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه اﺳﺖ ‪µ ′ :‬‬
‫ﺷﺘﺎب ﺟﺎذﺑﻪ ﻳﺎ ﺛﻘﻞ ‪gc : 32 /2 ft/sec2‬‬
‫‪π.D.N‬‬
‫‪ ،‬ﻓﻮت ﺑﺮ ﺛﺎﻧﻴﻪ ‪U :‬‬ ‫ﺳﺮﻋﺖ ﻣﺤﻴﻄﻲ ﭘﺮواﻧﻪ‪،‬‬
‫‪720‬‬
‫ﻗﻄﺮ ﭘﺮواﻧﻪ‪ ،‬اﻳﻨﭻ ‪D :‬‬
‫ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ‪N : rpm ،‬‬
‫ﻣﻘﺪار ﺿﺮﻳﺐ ﻓﺸﺎر ‪ ، µ ′‬ﻳﻜﻲ از ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي ﻃﺮاﺣﻲ ردﻳﻔﻲ )ﻣﺮﺣﻠﻪاي( ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪) .‬ﻣﺮاﺟﻌﻪ ﺷﻮد ﺑﻪ‬
‫‪( Engineers Handbook , Industrial Press‬‬
‫ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )‪ (GHP‬ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﻪ ﺻﻮرت راﺑﻄﻪاي ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﺗﻐﻴﻴﺮ اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ‪ ،‬ﻳﺎ ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﺣﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫ﻣﻄﺎﺑﻖ ذﻳﻞ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪m& . ∆ H‬‬
‫‪GHP‬‬ ‫=‬ ‫)‪(4-51‬‬
‫‪33/000‬‬

‫ﻛﻪ ﺗﻮان ﮔﺎز‪GHP : HP ،‬‬

‫ﻧﺮخ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز‪m : lbm/min ،‬‬
‫ﺗﻐﻴﻴﺮ اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ‪∆H : ft.lbf/lbm ،‬‬

‫‪m& .Head‬‬
‫‪GHP‬‬ ‫=‬ ‫)‪(4-52‬‬
‫‪33000 × η p‬‬
‫‪27‬‬
‫ﺗﻄﺒﻴﻖ ارﺗﻔﺎع‬
‫ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮ ارﺗﻔﺎع ﻣﺘﻐﻴﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﻐﻴﻴﺮ در ﻓﺸﺎر اﺗﻤﺴﻔﺮﻳﻚ‬
‫ﺑﺼﻮرت ﻣﺴﺘﻘﻴﻢ ﺑﺮ ﺑﻬﺮه وري ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﺛﺮ ﻣﻲﮔﺬارد‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬در ارﺗﻔﺎﻋﺎت ﺑﻠﻨﺪ ﻛﻪ ﻓﺸﺎر اﺗﻤﺴﻔﺮ ﭘﺎﻳﻴﻦ‬

‫‪ -Altitude Adjustment‬‬

‫

‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﺗﻮان ﻗﺎﺑﻞ دﺳﺘﺮﺳﻲ ﻛﻤﺘﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد‪ .‬ﺗﻮان ﻗﺎﺑﻞ دﺳﺘﺮﺳﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ارﺗﻔﺎﻋﺎت ﮔﻮﻧﺎﮔﻮن‬
‫ﻃﺒﻖ ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪−h‬‬
‫‪ × 10‬در ﺳﻄﺢ درﻳﺎ )‪ = (HP‬در ارﺗﻔﺎع ‪(HP) h‬‬ ‫‪62900‬‬ ‫)‪(4-3 5‬‬

‫ﻛﻪ ‪ HP‬ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر )اﺳﺐ ﺑﺨﺎر( و ‪ h‬در واﺣﺪ ﻓﻮت اﺳﺖ‪ .‬اﮔﺮ ارﺗﻔﺎع ‪ h‬در واﺣﺪ ﻣﺘﺮ ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ‬
‫)‪ (4-3 5‬ﭼﻨﻴﻦ ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ‪:‬‬
‫‪− 8‬‬
‫‪ × 10‬در ﺳﻄﺢ درﻳﺎ )‪ = (HP‬در ارﺗﻔﺎع ‪(HP) h‬‬ ‫‪19171/92‬‬ ‫)‪(4-54‬‬

‫ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬

‫ﺳﺮﻋﺖ ﻣﺤﻴﻄﻲ و ﻗﻄﺮ ﭘﺮواﻧﻪﻫﺎ‪ ،‬ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ را ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﻣﻌﻤﻮﻻً‪،‬‬
‫ﺳﺮﻋﺖ ﻣﺤﻴﻄﻲ ﺑﺎ ﻫﺪ اﻳﺠﺎد ﺷﺪه‪ ،‬و ﻗﻄﺮ ﭘﺮواﻧﻪ ﺑﺎ ﻇﺮﻓﻴﺖ ﺟﺎﺑﺠﺎ ﺷﺪه ﻣﺮﺗﺒﻂ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ و اﻳﻦ ﻣﻘﺎدﻳﺮ ﻧﻴﺰ‬
‫در ﺷﺮاﻳﻂ ورودي اﻧﺪازهﮔﻴﺮي ﺷﺪهاﻧﺪ‪.‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬
‫‪1300 Head per stage‬‬
‫=‪N‬‬ ‫)‪(4-55‬‬
‫‪D‬‬ ‫‪µ′‬‬

‫ﻛﻪ؛ ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ ﭘﺮواﻧﻪﻫﺎ‪N : rpm ،‬‬

‫ﻗﻄﺮ ﭘﺮواﻧﻪ‪ ،‬اﻳﻨﭻ ‪D :‬‬
‫ﻫﺪ در ﻫﺮ ﻣﺮﺣﻠﻪ‪Head per stage : ft.lbf/lbm (ft) ،‬‬
‫ﺿﺮﻳﺐ ﻓﺸﺎر ﻛﻪ ﺑﺮاي ﻫﺮ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اراﺋﻪ ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ‪ ،‬ﺑﺪون ﺑﻌﺪ ‪µ ′ :‬‬

‫ارﺗﺒﺎط ﺑﻴﻦ ﺟﺮﻳﺎن‪ ،‬ﻫﺪ‪ ،‬ﺗﻮان و ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬
‫ﺑﻪﻣﻨﻈﻮر ﺗﺨﻤﻴﻦ ﺑﻬﺮهوري ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬رواﺑﻂ ذﻳﻞ در اﺑﻌﺎد وﺳﻴﻌﻲ ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﮔﺮﻳﺰ از‬
‫ﻣﺮﻛﺰ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬اﻳﻦ رواﺑﻂ ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪:‬‬
‫‪ .1‬ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ﮔﺎز ﻣﺴﺘﻘﻴﻤﺎً ﺑﺎ ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ ﭘﺮواﻧﻪ ﻣﺘﻨﺎﺳﺐ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬
‫‪Q‬‬ ‫‪N‬‬
‫‪1 = 1‬‬ ‫)‪(4-56‬‬
‫‪Q‬‬ ‫‪N‬‬
‫‪2‬‬ ‫‪2‬‬
‫‪ .2‬ﻫﺪ ﻣﺘﻨﺎﺳﺐ ﺑﺎ ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ ﭘﺮواﻧﻪ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬و دارﻳﻢ‪:‬‬

‫

‬
 ‫‪2‬‬
‫)‪(Head‬‬ ‫‪N ‬‬
‫‪1 = 1‬‬ ‫)‪(4-57‬‬
‫)‪(Head‬‬
‫‪2‬‬
‫‪ N 2 ‬‬

‫‪ .3‬ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻣﺤﻮر ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‪ ،‬ﻣﺘﻨﺎﺳﺐ ﺑﺎ ﻣﻜﻌﺐ ﺳﺮﻋﺖ دوراﻧﻲ ﭘﺮواﻧﻪ‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻳﺎ‪:‬‬
‫‪3‬‬
‫)‪(HP‬‬ ‫‪N ‬‬
‫‪1‬‬
‫‪= 1‬‬ ‫)‪(4-58‬‬
‫)‪(HP‬‬
‫‪2‬‬
‫‪ N 2 ‬‬

‫ﻛﻪ؛‬
‫ﺟﺮﻳﺎن اوﻟﻴﻪ‪Q1 : MMSCFD ،‬‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﻧﻬﺎﻳﻲ‪Q2 : MMSCFD ،‬‬
‫ﻫﺪ اوﻟﻴﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪(Head)1 : ft.lbf/lbm ،‬‬
‫ﻫﺪ ﻧﻬﺎﻳﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪(Head)2 : ft.lbf/lbm ،‬‬
‫ﺗﻮان ﻣﺤﻮر اوﻟﻴﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪(HP)1 : HP ،‬‬
‫ﺗﻮان ﻣﺤﻮر ﻧﻬﺎﻳﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪(HP)2 : HP ،‬‬
‫ﺳﺮﻋﺖ اوﻟﻴﻪ ﭘﺮواﻧﻪ‪N1 : rpm ،‬‬
‫ﺳﺮﻋﺖ ﻧﻬﺎﻳﻲ ﭘﺮواﻧﻪ‪N2 : rpm ،‬‬

‫ﻧﻤﻮدارﻫﺎي اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ ‪ /‬اﻧﺘﺮوﭘﻲ )ﻧﻤﻮدار ﻣﻮﻟﻴﺮ(‬

‫ﻳﻚ روش ﺳﺮﻳﻊ ﺑﺮاي ﺣﻞ ﻳﻚ ﻣﺴﺌﻠﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬اﺳﺘﻔﺎده از ﻧﻤﻮدار ﻣﻮﻟﻴﺮ ﻳﺎ ﻧﻤﻮدارﻫﺎي اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ‪ /‬اﻧﺘﺮوﭘﻲ‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬از اﻳﻦ ﻧﻤﻮدارﻫﺎ ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﺗﻮان‪ ،‬دﻣﺎي دﻫﺶ‪ ،‬و ﺳﺮﻣﺎﻳﺶ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‬
‫ﮔﺎز اﺳﺘﻔﺎده ﻧﻤﻮد‪.‬‬
‫در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻋﺒﺎرات اﻧﺮژي ﺟﻨﺒﺸﻲ و ﭘﺘﺎﻧﺴﻴﻞ در ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻋﻤﻮﻣﻲ اﻧﺮژي ﺣﺬف ﺷﻮد‪ ،‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺣﺎﺻﻞ‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪∆H = q − W‬‬ ‫)‪(4-59‬‬
‫ﻛﻪ؛‬

‫ﺗﻐﻴﻴﺮ در اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ ﺳﻴﺴﺘﻢ‪∆H : Btu/lbm ،‬‬

‫ﻧﺮخ اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت ﺑﻴﻦ ﺳﻴﺴﺘﻢ و ﻣﺤﻴﻂ اﻃﺮاف‪q : Btu/lbm ،‬‬

‫

‬
 ‫ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﺷﺪه ﺑﺮ ﺳﻴﺴﺘﻢ‪W : Btu/lbm ،‬‬
‫ﻧﺮخ اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﻣﻄﺎﺑﻖ ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪q = T . ∆S‬‬ ‫)‪(4-60‬‬
‫ﻛﻪ؛‬
‫‪º‬‬
‫ﺗﻐﻴﻴﺮ اﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺳﻴﺴﺘﻢ‪∆S : Btu/lbm. R ،‬‬
‫‪º‬‬
‫دﻣﺎي ﻣﻄﻠﻖ‪T: R ،‬‬
‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-60‬در ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪: (4-59‬‬
‫‪∆H = T.∆S − W‬‬ ‫)‪(4-61‬‬
‫ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-61‬را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻫﺪ ﻳﺎ ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﺷﺪه ﺑﺮ روي ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ‬
‫اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار داد‪ .‬از ﺳﻮي دﻳﮕﺮ‪ ،‬ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‪ ، q = 0 ،‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬

‫‪∆H = − W‬‬ ‫)‪(4-62‬‬

‫در ﻣﺜﺎل )‪ ،(4-7‬ﺑﺮاي ﺣﻞ ﻳﻚ ﻣﺴﺌﻠﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر از »ﻧﻤﻮدار ﻣﻮﻟﻴﺮ« ﺑﻬﺮهﮔﻴﺮي ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﻣﺜﺎل ‪ .4-7‬ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ‪ MMSCFD1‬ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ از ‪ Ps= 100psia‬ﺑﻪ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ‪psia‬‬
‫‪ PD = 1600‬؛‬
‫ﻛﺎر اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‪ /‬آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻻزم و ﻛﺎر ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ﻣﻔﺮوﺿﺎت‪:‬‬
‫‪º‬‬
‫دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ‪80 F :‬‬ ‫‬
‫از ﻧﻤﻮدار ﻣﻮﻟﻴﺮ ﺑﺮاي ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ‪Q = 0,60 :‬‬ ‫‬
‫از اﺛﺮ ‪ Z‬ﺻﺮﻓﻨﻈﺮ ﺷﻮد‪.‬‬ ‫‬
‫‪º‬‬
‫ ﻳﻚ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ ﮔﺎز را ﺗﺎ دﻣﺎي اوﻟﻴﻪ آن ‪ 80 F‬ﺳﺮد ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪.‬‬
‫) ﻣﺮاﺟﻌﻪ ﺷﻮد ﺑﻪ ‪(Handbook of Natural Gas Engineering , D. L . Katz‬‬
‫راه ﺣﻞ‪ :‬اوﻻ؛ ﺗﻌﺪاد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﺑﻪ ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺗﻌﻴﻴﻦ ﮔﺮدد‪.‬‬
‫ﺛﺎﻧﻴﺎً؛ دﻣﺎي ﻣﻴﺎﻧﻲ ﮔﺎز ﻳﺎ دﻣﺎي ﺧﺮوﺟﻲ ﮔﺎز از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﻣﺸﺨﺺ ﮔﺮدد‪.‬‬
‫ﺗﺮاﻛﻢ ﻧﻤﻲﺗﻮاﻧﺪ در ﻳﻚ ﻣﺮﺣﻠﻪ اﻧﺠﺎم ﭘﺬﻳﺮد‪ ،‬زﻳﺮا ‪ ،CR = 16‬ﻛﻪ ﺑﺴﻴﺎر ﺑﺰرگ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﺑﺎ‬
‫اﻣﺘﺤﺎن ﻛﺮدن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي‪:‬‬

‫

‬
 ‫‪1‬‬
‫‪P n‬‬
‫‪CR =  D ‬‬
‫‪ Ps ‬‬

‫‪1‬‬
‫‪1600 2‬‬
‫‪CR = ‬‬ ‫)‪= 4(≤ 6‬‬ ‫ﺑﺮاي دو ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪:‬‬
‫‪ 100‬‬

‫ﻛﻪ ﻣﻘﺪار ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬

‫ﺑﺮاي ﺗﻌﻴﻴﻦ دﻣﺎي ﻣﻴﺎﻧﻲ ﻳﺎ دﻣﺎي ﺧﺮوﺟﻲ از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اوﻟﻴﻪ‪ ،‬ﻧﻴﺎز ﺑﻪ ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ »‪ «k‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫ﺗﺮﻛﻴﺐ ﮔﺎز ﻧﺎﺷﻨﺎﺧﺘﻪ اﺳﺖ‪ ،‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﻣﺤﺎﺳﺒﺔ ‪ Cp‬و ‪ CV‬ﻏﻴﺮﻣﻤﻜﻦ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪،(4-5‬‬
‫‪º‬‬
‫ﺑﺎ داﻧﺴﺘﻦ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز ‪ M =0/60×29=17/4‬و دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ‪ 80 F‬ﻣﻘﺪار ‪ k = 1/28‬ﺑﻪ دﺳﺖ‬
‫ﻣﻲآﻳﺪ‪.‬‬

‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬

‫‪k −1‬‬
‫‪T2‬‬
‫=‬ ‫‪(CR) k‬‬
‫‪T1‬‬

‫‪1/28D-1‬‬
‫‪T2‬‬
‫‪= (4) 1/28‬‬
‫‪540‬‬
‫‪T = 731o R = 271o F‬‬
‫‪2‬‬

‫‪º‬‬
‫ﻛﻪ ﻳﻚ دﻣﺎي ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل اﺳﺖ ) ‪.( ≤ 300 F‬‬
‫آراﻳﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ در ﺷﻜﻞ ‪ 4-3 1‬ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫

‬
 ‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-3 1‬ﻣﺜﺎل ‪ -4-7‬آراﻳﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‬

‫اﻛﻨﻮن ﻧﻤﻮدار اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ‪ /‬اﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده واﻗﻊ ﻣﻲﮔﺮدد )ﺷﻜﻞ ‪ 4-14‬را‬
‫ﻣﺸﺎﻫﺪه ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ(‪.‬‬
‫ﻣﺮاﺣﻞ ذﻳﻞ ﺑﺮاي ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪:‬‬
‫ﻣﺮﺣﻠﻪ ‪ :1‬ﺑﺎداﻧﺴﺘﻦ ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ )‪ (Ps = 100psia‬و دﻣﺎي ﻣﻜﺶ )‪ (Ts= 80ºF‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﻧﻘﻄﻪ ‪ 1‬را‬
‫ﻛﻪ اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ آن ‪ H1 = 380 Btu/lb.mole‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻣﺸﺨﺺ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ‪.‬‬
‫ﻣﺮﺣﻠﻪ ‪ :2‬ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ﮔﺎز وارد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اول ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬از ﻃﺮﻳﻖ ﻳﻚ ﭼﺮﺧﺔ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﺗﺮاﻛﻢ ﮔﺎز ﻛﻪ‬
‫اﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺛﺎﺑﺖ ﻣﻲﻣﺎﻧﺪ‪ ،‬ﻋﺒﻮر ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪.‬‬
‫‪T‬‬
‫‪2‬‬
‫‪dq‬‬
‫∫ = ‪∆S‬‬
‫‪T‬‬
‫‪T‬‬
‫‪1‬‬

‫ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ‪ ، ∆S = 0‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ‪) S = S‬ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺛﺎﺑﺖ(‪ ،‬ﺣﺎل از ﻧﻘﻄﻪ ‪1‬‬
‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬
‫‪ (Ps =100psia‬ﺑﻪ ﻧﻘﻄﻪ ‪ (Pi =400psia) 2‬ﺑﺮ روي ﻳﻚ ﺧﻂ اﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺛﺎﺑﺖ )ﺧﻂ‬ ‫)‪ Ts= 80ºF‬و‬
‫ﻋﻤﻮدي( ﺣﺮﻛﺖ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪ .‬ﻧﻘﻄﻪ ‪ ،2‬ﺑﺎ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ‪ ، Pi = 400psia‬ﻧﻘﻄﻪ ﺧﺮوﺟﻲ از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺷﻤﺎره ‪1‬‬
‫‪º‬‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ و دﻣﺎي آن از روي ﻧﻤﻮدار ‪ 260 F‬اﺳﺖ‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ‪ ،‬ﻣﻘﺪار اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ در ﻧﻘﻄﻪ ‪ 2‬ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﺎ‬
‫‪ ، Hi =1990 Btu/lb.mole‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ﺗﻐﻴﻴﺮ اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ‪ ،‬در ﻣﺤﺪودة ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اول ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪∆H = H‬‬ ‫‪− H‬‬ ‫‪= 1990 − 380 = 1610 Btu/lb.mol‬‬ ‫‪e‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪1‬‬
‫ﻣﺮﺣﻠﻪ ‪ : 3‬در اﻳﻦ ﻣﺮﺣﻠﻪ‪ ،‬ﮔﺎز ﺑﺎﻳﺪ در ﺣﺎﻟﻲ ﻛﻪ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه داراي اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﺻﻔﺮ ﻳﺎ )‪(∆ P = 0‬‬
‫‪º‬‬ ‫‪º‬‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﺗﺎ دﻣﺎي اوﻟﻴﻪاش ﺳﺮد ﺷﻮد‪ .‬اﻛﻨﻮن ﺑﺎ ﻛﺎﻫﺶ دﻣﺎ از ‪ 260 F‬ﺗﺎ ‪ ،80 F‬ﺑﺮ روي ﺧﻂ ﻓﺸﺎر‬
‫‪º‬‬
‫ﺛﺎﺑﺖ ‪ P ′ = 400psia‬ﺣﺮﻛﺖ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪ .‬در ‪ ،80 F‬ﻧﻘﻄﻪ ‪ 3‬ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد‪، P ′ = 400psia :‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬
‫‪º‬‬
‫‪ ، T′ = T = 80 F‬و ‪. H′ = 220Btu/lbm. mole‬‬
‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬ ‫‪s‬‬

‫

‬
 ‫در اﻳﻦ ﻧﻘﻄﻪ ﻣﻘﺪار ﺣﺮارت ﺟﺎﺑﺠﺎ ﺷﺪه از ﮔﺎز )ﮔﺎز ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ( اﻳﻨﭽﻨﻴﻦ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫)ﺣﺮارت ﺟﺎﺑﺠﺎ ﺷﺪه( ‪∆H = H ′ − H = 220 -1990 = -1770 Btu/lb.mole‬‬

‫‪i‬‬ ‫‪i‬‬

‫ﻣﺮﺣﻠﻪ ‪ :4‬ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ﮔﺎز وارد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دوم ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬ﻣﺠﺪداً ﻣﺘﺮاﻛﻢ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﮔﺎز از ﻧﻘﻄﻪ ‪ 3‬وارد‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دوم ﻣﻲﺷﻮد و ﺑﻪ ﺻﻮرت آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ )ﻳﻌﻨﻲ ﺧﻂ آﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺛﺎﺑﺖ( ﺗﺎ ‪ PD =1600psia‬ﻣﺘﺮاﻛﻢ‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬در ﻧﻘﻄﻪ ‪ ،TD = 280ºF ،PD =1600psia :4‬و ‪. HD = 1920Btu/lb.mole‬‬
‫اﻛﻨﻮن؛‬
‫‪∆H = H − H′ = 1920-220 =1700 Btu/lb.mole‬‬
‫‪D‬‬ ‫‪i‬‬
‫ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻫﺪ ﻛﻠﻲ )ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﺷﺪه ﺑﺮ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر( و ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز؛ ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ اﻧﺠﺎم‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫) ‪− W = ∆H = (H − H ) + (H − H ′‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪i‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪D‬‬ ‫‪i‬‬

‫‪∆ H T = 1610 + 1700 = 3310 Btu/lb.mol e‬‬

‫ﺗﺒﺪﻳﻞ ﻫﺪ ﺑﺎﻻ ﺑﻪ ﺗﻮان‪:‬‬

‫‪HP = 0/0432 × ∆H 2‬‬

‫ﻛﻪ‪ : ∆H ،‬ﺗﻐﻴﻴﺮات اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ ﻛﻞ‪Btu/lb.mole ،‬‬

‫‪T‬‬

‫‪HP‬‬
‫‪HP = 0/0432 × 3310 = 143‬‬
‫‪1 MMSCFD‬‬

‫ﻛﺎر ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﮔﺮدﻳﺪ ﻛﻪ ﺑﺎﻳﺪ ‪ -1770 Btu/lb.mole‬ﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر اﻓـﺖ‬
‫‪º‬‬ ‫‪º‬‬
‫دﻣﺎي ﮔﺎز از ‪ 260 F‬ﺑﻪ ‪ 80 F‬ﺿﺮورت دارد ﻛﻪ ‪ 1770Btu/lb.mole‬ﺑﺮاي ﻫـﺮ ‪ MMSCFD1‬ﮔـﺎز‬
‫ﺟﺎﺑﺠﺎ ﺷﻮد‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻧﺮخ ﺟﺮﻳﺎن ﻛﻞ ﮔﺎز ﻣﻌﻠﻮم ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از راﺑﻄﻪ اﻧﺘﻘﺎل ﺣﺮارت و‬
‫اﻧﺮژي‪ ،‬اﻧﺪازه ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ را ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻧﻤﻮد‪ .‬ﺟﻬﺖ ﺗﻌﻴﻴﻦ ﺣﺪاﻗﻞ ﻫﺪ ﻳﺎ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‪ ،‬ﻫﻤﺎﻧﻨﺪ ﻳﻚ‬
‫ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‪ ،‬ﻣﺠﺪداً از ﺷﻜﻞ )‪ (4-14‬اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻳﺰوﺗﺮﻣـﺎل در ﻧﻘﻄـﻪ ‪،1‬‬
‫‪º‬‬
‫‪ H1 = 380 Btu/lb.mole ، Ts = 80 F ، Ps = 100 psia‬و ‪S1 = - 3 /2 Btu/lb.moleºR‬‬

‫

‬
 ‫‪º‬‬
‫ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬ﺟﻬﺖ ﻳﺎﻓﺘﻦ ﻧﻘﻄﻪ ‪ ،2‬ﺑﺮ روي ﺧﻂ دﻣﺎي ﺛﺎﺑﺖ ‪ 80 F‬ﺣﺮﻛﺖ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ ﺗـﺎ ﺑـﺎ ‪=1600psia‬‬
‫‪º‬‬
‫‪ PD‬ﺑﺮﺧــﻮرد ﻧﻤﺎﻳﻴــﺪ‪ .‬در اﻳــﻦ ﻧﻘﻄــﻪ ‪ H2 = -480Btu/lb.mole‬و ‪S2 = -9/75 Btu/lb.mole R‬‬
‫اﺳــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــــﺖ‪.‬‬

‫ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‪ ،‬راﺑﻄﻪ زﻳﺮ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪2‬‬
‫‪dq‬‬
‫∫ = ‪∆S‬‬
‫‪1 T‬‬
‫‪q = T.∆S‬‬
‫و از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻋﻤﻮﻣﻲ اﻧﺮژي دارﻳﻢ‪:‬‬
‫‪∆H = q - W‬‬
‫در ﻧﺘﻴﺠﻪ ‪:‬‬
‫‪- W = ∆H - T.∆S‬‬
‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬
‫)‪HP = 0/0432 ( ∆H - T. ∆ S‬‬

‫درﺻﻮرﺗﻴﻜﻪ ﻣﻘﺎدﻳﺮ ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ ‪ ∆S ، ∆H‬و ‪ T‬ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻦ ﺷﻮﻧﺪ‪ ،‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬

‫‪∆H = H 2 − H1 = −480− 380= −860Btu/lb.mole‬‬

‫‪∆S = −9/75− (−3/20)= −6/55Btu/lb.mole o R‬‬

‫‪HP = 0/0432 (− 860 − 540( − 6/55) ) = 115/7 HP/lMMSCFD‬‬

‫ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺑﺮﻗﺮاري ﻳﻚ دﻣﺎي ﺛﺎﺑﺖ در ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ اﻳﺰوﺗﺮﻣﺎل‪ ،‬ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺗﺤﺖ ﺳﺮﻣﺎﻳﺶ داﺋﻤﻲ ﻗﺮار‬
‫ﻣﻲﮔﻴﺮد‪.‬‬

‫ﻣﺮاﺣﻞ ﺗﺮاﻛﻢ‬
‫در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ ﻳﺎ ﭼﻨﺪ ﻣﺮﺣﻠﺔ ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﻳﻚ‬
‫ﺗﺮاﻛﻢ ﻋﻤﻠﻲ ﺟﻬﺖ رﺳﻴﺪن ﺑﻪ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻣﻄﻠﻮب در ﻣﺤﺪوده اﻳﻦ ﻣﺮاﺣﻞ اﻧﺠﺎم ﻣﻲﭘﺬﻳﺮد‪ .‬ﻳﻚ ﻣﺮﺣﻠﻪ‪،‬‬
‫ﺷﺎﻣﻞ ﻳﻚ ﺑﺨﺶ ورودي ﺑﻪ ﻫﻤﺮاه ﻳﺎ ﺑﺪون ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎ‪ ،‬ﻳﻚ ﭘﺮواﻧﻪ‪ ،‬ﻳﻚ ﭘﺨﺸﮕﺮ ﭘﺮهدار ﻳﺎ ﺑﺪون ﭘﺮه‪،‬‬
‫و ﻳﻚ ﺑﺨﺶ ﺧﺮوﺟﻲ از ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺗﺮاﻛﻢ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﺧﺮوﺟﻲ ﻫﺮ ﻣﺮﺣﻠﻪ‪ ،‬ﻛﺎﻧﺎل ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ ﺑﻪ‬

‫

‬
‫ورودي ﻣﺮﺣﻠﺔ ﺑﻌﺪي ﺗﺮاﻛﻢ‪ ،‬ﻳﺎ ﻳﻚ ﺑﺨﺶ ﺣﻠﺰوﻧﻲ ﺷﻜﻞ ﺑﺎﺷﺪ ﻛﻪ ﺳﻴﺎل ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر را ﻣﺠﺪداً ﺑﻪ ﻧﺎزل‬
‫دﻫﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻫﺪاﻳﺖ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬اﻧﺮژي واﻗﻌﻲ ﻣﻨﺤﺼﺮاً از ﻃﺮﻳﻖ ﭘﺮواﻧﻪ‪ ،‬ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز‬
‫اﻋﻤﺎل ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز در ﭘﺮواﻧﻪ ﺷﺘﺎب ﻣﻲﮔﻴﺮد و ﻫﻤﺰﻣﺎن ﻣﺘﺮاﻛﻢ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﮔﺎز ﺧﺮوﺟﻲ ﭘﺮواﻧﻪ‬
‫داراي ﺑﻴﺸﺘﺮﻳﻦ ﺳﻄﺢ اﻧﺮژي اﺳﺖ‪ .‬اﻳﻦ ﺳﻄﺢ اﻧﺮژي‪ ،‬ﺗﺮﻛﻴﺒﻲ از ﻓﺸﺎر اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﻓﺘﻪ و اﻧﺮژي ﺟﻨﺒﺸﻲ‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﻳﻚ ﭘﺨﺸﮕﺮ ﻛﻪ در ﭘﺎﻳﻴﻦ دﺳﺖ ﭘﺮواﻧﻪ ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪ اﺳﺖ‪ ،‬اﻧﺮژي ﺟﻨﺒﺸﻲ ﺑﻪ اﻧﺮژي ﻓﺸﺎري‬
‫ﺗﺒﺪﻳﻞ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬اﻳﻦ ﻋﻤﻞ ﻣﻨﺤﺼﺮاً ﺑﺮاي ﺗﺒﺪﻳﻞ اﻧﺮژي ﻣﻮﺟﻮد اﺳﺖ‪ ،‬و اﻋﻤﺎل ﻳﻚ اﻧﺮژي ﺟﺪﻳﺪ ﺑﻪ ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﮔﺎز ﻧﻤﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﻘﺮﻳﺒﺎً دو ﺳﻮم اﻧﺮژي ﻓﺸﺎري در ﭘﺮواﻧﻪ اﻳﺠﺎد و ﻳﻚ ﺳﻮم ﺑﺎﻗﻴﻤﺎﻧﺪه اﻧﺮژي ﻓﺸﺎري‪ ،‬ﺑﺎ‬
‫ﻛﺎﻫﺶ آرام ﺳﺮﻋﺖ ﮔﺎز در ﭘﺨﺸﮕﺮ ﺑﺎزﻳﺎﺑﻲ ﻣﻲﮔﺮدد )ﺷﻜﻞ ‪ 4-15‬را ﻣﺸﺎﻫﺪه ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ(‪.‬‬

‫

‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-14‬ﻧﻤﻮدار اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ‪ -‬اﻧﺘﺮوﭘﻲ ﺑﺮاي ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺑﺎ وزن ﻣﺨﺼﻮص )ﮔﺮاوﻳﺘﻲ( ‪0/6‬‬

‫

‬
 ‫ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬
‫ﻣﻨﺤﻨﻲﻫﺎي ﻣﺸﺨﺼﺎت ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬
‫ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﻫﻮاي اﺗﻤﺴﻔﺮ را ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ ،‬آن را ﻣﺘﺮاﻛﻢ ﻣﻲﺳﺎزد‪ ،‬و ﻣﺘﻌﺎﻗﺒﺎً ﺑﻪ‬
‫ﻳﻚ درﻳﺎﻓﺖ ﻛﻨﻨﺪه ﺗﺨﻠﻴﻪ ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬اﺑﺘﺪا ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و درﻳﺎﻓﺖ ﻛﻨﻨﺪه در ﻓﺸﺎر ﺟﻮ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﻫﻨﮕﺎم ﺷﺮوع‬
‫ﺑﻪ ﻛﺎر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در دور ﺛﺎﺑﺖ‪ ,‬ﻓﺸﺎرﻫﺎي ورودي و دﻫﺶ ﺑﺮاﺑﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﺗﻨﻬﺎ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﺟﺮﻳﺎن‪,‬‬
‫اﺻﻄﻜﺎك در ﻣﺴﻴﺮ ﺟﺮﻳﺎن ﻫﻮا ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﻧﺘﻴﺠﻪ‪ ,‬ﺗﻨﻬﺎ ﻫﺪ اﻳﺠﺎد ﺷﺪه ﺗﻮﺳﻂ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﻫﺪي اﺳﺖ ﻛﻪ‬
‫ﺑﺮاي ﻓﺎﻳﻖ آﻣﺪن ﺑﺮ اﺻﻄﻜﺎك ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬اﮔﺮ ﺗﻠﻔﺎت اﺻﻄﻜﺎك ﻧﺎﭼﻴﺰ ﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬ﻫﺪ اﻳﺠﺎد ﺷﺪه‬
‫ﻧﺰدﻳﻚ ﺑﻪ ﺻﻔﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد‪ .‬اﻳﻦ ﻫﺪ در ﻧﻘﻄﻪ ‪ 1‬ﺷﻜﻞ ‪ 4-16‬ﻣﺸﺨﺺ ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬در ﺣﻴﻦ اﻳﻨﻜﻪ‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﻫﻮا را ﺑﻪ درﻳﺎﻓﺖ ﻛﻨﻨﺪه ﺗﺤﻮﻳﻞ ﻣﻲدﻫﺪ‪ ,‬ﺗﺪرﻳﺠﺎً ﺑﺎ اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻘﺎوﻣﺖ‪ ,‬ﻓﺸﺎر درﻳﺎﻓﺖ ﻛﻨﻨﺪه‬
‫ﺷﺮوع ﺑﻪ ﺑﺎﻻ رﻓﺘﻦ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬در اﺑﺘﺪا ﺑﻪ ﻟﺤﺎظ وﺟﻮد اﻳﻦ ﻣﻘﺎوﻣﺖ‪ ,‬ﺟﺮﻳﺎن ﺑﻪ آﻫﺴﺘﮕﻲ دﭼﺎر اﻓﺖ‬
‫ﻣﻲﺷﻮد )ﻧﻘﻄﻪ ‪ ,2‬ﺷﻜﻞ ‪ .(4-16‬اﻳﻦ ﻧﻘﻄﻪ‪ ,‬ﻧﻘﻄﻪ اﺳﺘﻮن وال ‪ 28‬ﻧﺎﻣﻴﺪه ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﻣﻨﺤﻨﻲ ﺑﻴﻦ ﻧﻘﺎط ‪ 1‬و‬
‫‪ 2‬ﺿﺮورﺗﺎً ﻳﻚ ﺧﻂ ﻋﻤﻮدي ﻣﺴﺘﻘﻴﻢ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﺣﺎﻟﻴﻜﻪ ﻣﻘﺪار ﻫﺪ در درﻳﺎﻓﺖ ﻛﻨﻨﺪه اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪,‬‬
‫ﻓﺸﺎر ﻧﻴﺰ ﺑﺎﻻ ﻣﻲرود‪ .‬در ﻧﺘﻴﺠﻪ‪ ,‬اﺧﺘﻼف ﻓﺸﺎر ﺑﻴﻦ ورودي ﺑﻪ ﺧﺮوﺟﻲ ﺑﻴﺸﺘﺮ ﻣﻲﮔﺮدد )ﻧﻘﻄﻪ ‪ ,3‬ﺷﻜﻞ‬
‫‪.(4-16‬در ﺣﻴﻦ اﻳﻨﻜﻪ ﻣﻘﺪار ﻫﻮا در درﻳﺎﻓﺖ ﻛﻨﻨﺪه اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ ,‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺑﻪ ﺳﻄﺢ ﻣﻌﻴﻨﻲ‬
‫ﻣﻲرﺳﺪ ﻛﻪ در ﻓﺮاﺗﺮ از آن‪ ,‬ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دﭼﺎر اﺧﺘﻼل ﻣﻲﺷﻮد )ﻧﻘﻄﻪ ‪ 4‬در ﺷﻜﻞ ‪ .(4-16‬اﻳﻦ‬
‫ﻧﻘﻄﻪ‪ ،‬ﻧﻘﻄﻪ ﺳﺮج‪ 29‬ﻧﺎﻣﻴﺪه ﻣﻲﺷﻮد‪.‬ﺑﺎ اﻃﻼع از اﻳﻨﻜﻪ‪ ,‬دور ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺛﺎﺑﺖ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬ﻧﻘﺎط ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه‬
‫ﺑﻪ ﻫﻢ وﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ و ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺷﻜﻞ ‪ 4-16‬ﻳﻚ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﺑﻪدﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬اﺳﺘﻮن وال )ﻧﻘﻄﻪ ‪ ,(2‬ﻧﻘﻄﻪ‬
‫ﺣﺪاﻛﺜﺮ ﭘﺎﻳﺪاري ﺟﺮﻳﺎن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﻧﻘﻄﻪ ﺣﺪاﻗﻞ ﻫﺪ‪ ,‬راﻫﺒﺮي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﻫﻤﭽﻨﺎن‬
‫ﭘﺎﻳﺪار ﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬اﻣﺎ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دﭼﺎر ﺧﻔﮕﻲ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬اﻓﺰاﻳﺶ ﺟﺮﻳﺎن در آن ﺳﻮي ﻧﻘﻄﻪ اﺳﺘﻮن وال ﻋﻤﻼً‬
‫ﻏﻴﺮﻣﻤﻜﻦ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬راﻫﺒﺮي در آن ﺳﻮي ﻧﻘﻄﻪ اﺳﺘﻮن وال ﻏﻴﺮﻗﺎﺑﻞ ﭘﻴﺶﺑﻴﻨﻲ و ﻓﺎﻗﺪ ﻛﺎرآﻳﻲ اﺳﺖ‪.‬‬
‫ﺷﻴﺐ ﻋﻤﻮدي ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻫﺪ‪/‬ﺟﺮﻳﺎن‪ ,‬ﻧﺎﺷﻲ از ﻋﺪم ﭘﺎﻳﺪاري در اﻳﻦ ﻣﺤﺪوده ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﻛﻤﺘﺮﻳﻦ ﺗﻐﻴﺮ در‬
‫ﺣﺠﻢ ﺟﺮﻳﺎن ﭘﻤﭙﺎژ ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻮﺟﻬﻲ در ﻓﺸﺎر ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺳﺎزﻧﺪﮔﺎن‪ ,‬ﻋﻤﻮﻣﺎً ﻣﻨﺤﻨﻲﻫﺎﻳﺸﺎن را‬
‫ﭘﻴﺶ از رﺳﻴﺪن ﺑﻪ ﻣﺤﺪوده اﺳﺘﻮن وال ﻣﺘﻮﻗﻒ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ و ﻣﻌﻤﻮﻻً ﺳﻄﺤﻲ را ﻛﻪ ﺑﺘﻮان در ﻣﺤﺪوده آن‬
‫ﺑﻪ ﻧﺤﻮ ﻣﻌﻘﻮﻟﻲ‪ ,‬ﻋﻤﻠﻜﺮد را ﭘﻴﺶﺑﻴﻨﻲ ﻧﻤﻮد‪ ,‬ﺗﻮﺳﻂ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﭘﻮﺷﺶ داده ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬
‫ﻧﻘﻄﻪ ﺳﺮج )ﻧﻘﻄﻪ ‪ (4‬ﻧﻘﻄﻪ ﺣﺪاﻗﻞ ﭘﺎﻳﺪاري ﺟﺮﻳﺎن ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در اﻳﻦ ﻧﻘﻄﻪ ﻛﻪ ﺑﺎﻻﺗﺮﻳﻦ ﻧﻘﻄﻪ‬
‫ﻫﺪ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬ﻋﻤﻠﻴﺎت ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﻫﻤﭽﻨﺎن در ﺣﺎﻟﺖ ﭘﺎﻳﺪار ﺑﺎﻗﻲ ﺑﻤﺎﻧﺪ‪ .‬در ﺣﺎﻟﻴﻜﻪ‪ ,‬ﻓﺸﺎر درﻳﺎﻓﺖ‬

‫‪ -Stone Wall‬‬

‫‪ -Surge‬‬

‫

‬
‫ﻛﻨﻨﺪه اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ ,‬ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ آن ﻛﻢ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬در ﻋﻴﻦ ﺣﺎل‪ ,‬اﺧﺘﻼف ﻓﺸﺎر در ﻃﻮل ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫زﻳﺎد ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-15‬ﻧﻤﻮدار ﻣﺮﺣﻠﻪاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬

‫ﺳﺮاﻧﺠﺎم‪ ,‬اﺧﺘﻼف ﻓﺸﺎر ﺑﻪ ﺳﻄﺤﻲ ﻣﻲرﺳﺪ ﻛﻪ ﺑﺮاي ﻛﺎر ﻛﺮدن ﺑﺎ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﺑﺴﻴﺎر زﻳﺎد ﺧﻮاﻫﺪ‬
‫ﺑﻮد‪ .‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﻣﺪت زﻳﺎد در ﺣﺎﻟﺖ ﭘﺎﻳﺪار ﺑﺎﻗﻲ ﻧﻤﻲﻣﺎﻧﺪ و ﻋﻤﻞ ﺗﺮاﻛﻢ ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻟﺤﻈﻪ ﻣﺘﻮﻗﻒ‬

‫

‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﻓﺸﺎر اﻳﺠﺎد ﺷﺪه در دﻫﺶ ﭘﺮواﻧﻪ دﭼﺎر اﻧﺪﻛﻲ اﻓﺖ ﻣﻲﺷﻮد و ﻳﻚ ﺟﺮﻳﺎن ﺟﺰﺋﻲ ﻣﻌﻜﻮس ﺑﻪ‬
‫‪30‬‬
‫وﺟﻮد ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬اﻳﻦ ﻧﻮﺳﺎن ﻓﺸﺎر ﻛﻪ ﺑﺎ ﻳﻚ ﺣﺮﻛﺖ رو ﺑﻪ ﺟﻠﻮ و ﻋﻘﺐ ﻫﻤﺮاه ﻣﻲﺷﻮد را ﺳﺮﺟﻴﻨﮓ‬
‫ﻣﻲﻧﺎﻣﻨﺪ ﻛﻪ ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺧﻄﺮﻧﺎك اﺳﺖ‪ .‬ﺑﺎﻳﺪ از راﻫﺒﺮي در ﻣﺤﺪوده ﺳﺮج ﻣﻤﺎﻧﻌﺖ ﺑﻪ ﻋﻤﻞ آﻳﺪ‪ .‬ﺣﺎل‬
‫در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺳﺮﻋﺖ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﺳﻄﺢ دﻳﮕﺮي اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﻓﺖ‪ ,‬ﺑﺮاي اﻳﺠﺎد ﻳﻚ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد دﻳﮕﺮ‪,‬‬
‫ﺳﺮﻋﺖ را ﺛﺎﺑﺖ درﻧﻈﺮ ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ و ﻫﻤﺎن ﻧﻤﻮدارﻫﺎ را ﺗﺮﺳﻴﻢ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ‪ .‬ﺧﺎﻧﻮاده اﻳﻦ ﻣﻨﺤﻨﻲﻫﺎ در ﺷﻜﻞ ‪4-17‬‬
‫ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪ .‬ﻳﻚ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻣﺸﺮوح ‪ 31‬ﺑﻪ ﻫﻤﺮاه ﺧﻄﻮط ﺑﺎزدﻫﻲ و ﻣﺤﺪوده ﺳﺮج در‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ 4-18‬ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪ .‬ﺑﺎﻳﺪ ﺗﻮﺟﻪ داﺷﺖ ﻛﻪ در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‪ ,‬ﺳﺮﻋﺘﻬﺎي‬
‫ﺣﺪاﻛﺜﺮ و ﺣﺪاﻗﻞ‪ ,‬ﺣﺪ ﻣﺸﺨﺼﻲ دارﻧﺪ‪ .‬ﺳﺮﻋﺖ ﺣﺪاﻛﺜﺮ ﺑﻪ واﺳﻄﻪ ﺣﺪاﻛﺜﺮ ﺳﻄﺢ ﻣﺠﺎز ﺗﻨﺶ ﻛﻪ ﺗﻮﺳﻂ‬
‫ﻧﻴﺮوﻫﺎي ﻣﺮﻛﺰﮔﺮا در روﺗﻮر اﻳﺠﺎد ﻣﻲﺷﻮد‪ ,‬ﻣﺤﺪود ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬اﮔﺮ اوﻟﻴﻦ ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻤﺎن ﺧﻤﺸﻲ ﻣﺤﻮر‬
‫دﺳﺘﮕﺎه در ﭘﺎﻳﻴﻦﺗﺮ از ﺳﺮﻋﺖ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﺑﻪ وﻗﻮع ﺑﭙﻴﻮﻧﺪد‪ ,‬ﻣﻲﺗﻮان ﺣﺪاﻗﻞ ﺳﺮﻋﺖ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ را در ﻳﻚ‬
‫ﺣﺎﺷﻴﻪ اﻣﻨﻴﺖ ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﺳﺮﻋﺘﻬﺎي ﺑﺤﺮاﻧﻲ ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻧﻤﻮد‪ .‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﺳﺮﻋﺖ‬
‫ﻳﺎ ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎي ورودي‪ ,‬ﺑﺎ ﺷﺮاﻳﻂ ﻣﺨﺘﻠﻒ ﻣﻨﻄﺒﻖ ﮔﺮدد‪32.‬در ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر رﻓﺖ و‬
‫ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ در ﻣﻘﺎﻳﺴﻪ ﺑﺎ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ ,‬ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ‪ ,‬ﺷﺎﻫﺪ ﻧﻮﺳﺎﻧﺎت ﻛﻤﺘﺮي در ﺗﻮان‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻫﺴﺘﻴﻢ‪ .‬در ﻫﺮ ﺣﺎل ﺑﻪ ﻟﺤﺎظ اﻳﻨﻜﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﻗﺎﺑﻠﻴﺖ راﻫﺒﺮي در ﺣﺎﻟﺖ‬
‫ﺳﺮي را دارا ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ,‬ﻛﺎﺳﺘﻦ ﻳﺎ اﺿﺎﻓﻪﻛﺮدن دﺳﺘﮕﺎﻫﻬﺎﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺳﺒﺐ اﻳﺠﺎدﻧﻮﺳﺎﻧﺎت ﺑﻴﺸﺘﺮي ﮔﺮدد‪.‬‬
‫»ﺣﺪ ﭘﺎﻳﺪاري« در ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎز ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‪ ,‬ﺣﺪاﻛﺜﺮ ﻧﺴﺒﺖ ﻓﺸﺎر در ﻳﻚ ﺳﺮﻋﺖ ﻣﺸﺨﺺ را ﻛﻪ‬
‫ﻓﺮاﺗﺮ از ﺣﺪ ﻧﺎﭘﺎﻳﺪاري ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎﺷﺪ و اﺣﺘﻤﺎﻻً ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ ﺳﺮج ﺷﺪن ﮔﺮدد‪ ,‬اراﻳﻪ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﻫﻨﮕﺎم‬
‫ﻃﺮاﺣﻲ واﻧﺘﺨﺎب ﺗﺠﻬﻴﺰات‪ ,‬ﻗﺮار دادن ﺣﺪ ﭘﺎﻳﺪاري در ﺧﺎرج از ﻣﺤﺪوده ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ‪ ,‬ﺑﺎﻋﺚ اﻓﺰاﻳﺶ‬
‫ﻧﺎﭘﺎﻳﺪاري و ﻣﻮﺟﺐ اﻳﺠﺎد ﺳﺮج در ﺧﻼل ﻋﻤﻠﻴﺎت ﻣﻌﻤﻮﻟﻲ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫در ﻣﻮاردي ﻛﻪ ﮔﺮداﻧﻨﺪهﻫﺎي داراي ﺳﺮﻋﺖ ﺛﺎﺑﺖ ﺑﻪ ﻫﻤﺮاه ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار‬
‫ﻣﻲﮔﻴﺮﻧﺪ‪ ,‬ﻣﺤﺪوده اﺿﺎﻓﻲ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﻗﺮار ﮔﺮﻓﺘﻪ در ﺑﺎﻻي ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻃﺮاﺣﻲ ﺣﺠﻢ و ﻫﺪ )ﻳﻌﻨﻲ ﻣﻨﺤﻨﻲ‬
‫ﻣﺸﺨﺼﻪ( را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺎ ﺑﻜﺎرﮔﻴﺮي »ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎي ورودي« ﺑﻪ دﺳﺖ آورد‪ .‬اﻳﻦ ﭘﺮهﻫﺎ‪ ,‬ﺗﻴﻐﻪﻫﺎي ﻗﺎﺑﻞ‬
‫ﺗﻨﻈﻴﻤﻲ در ﻧﺎﺣﻴﻪ ﻣﻜﺶ ﭘﺮواﻧﻪاﻧﺪ ﻛﻪ ﺳﺒﺐ ﭼﺮﺧﺶ ﮔﺎز ورودي درﺟﻬﺖ ﮔﺮدش ﭘﺮواﻧﻪ ﻳﺎ ﺧﻼف آن‬
‫ﻣﻲﮔﺮدﻧﺪ‪ .‬ﻣﺤﺪوده ﻧﺴﺒﺘﻬﺎﻳﻲ ﻛﻪ از اﻳﻦ ﻃﺮﻳﻖ ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد ﺑﺮاي ﻏﺎﻟﺐ ﻋﻤﻠﻴﺎت ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ ﻣﻨﺎﺳﺐ‬
‫اﺳﺖ‪ ,‬ﺑﺎ اﻳﻦ وﺟﻮد اﺳﺘﻔﺎده از ﭘﺮهﻫﺎي راﻫﻨﻤﺎ ﺳﺒﺐ ﻛﺎﻫﺶ ﺑﺎزدﻫﻲ ﻣﻲﺷﻮد‪.‬‬

‫‪ -Surging‬‬

‫‪ -Wheel Map‬‬

‫‪ -See Gas Turbine Theory Overview,NGTL,Technical Training Department,NGTL,Airdrie,Alberta,Canada‬‬

‫

‬
‫ﺑﺮاي آﻧﻜﻪ اﻣﻜﺎن ﮔﺴﺘﺮش ﺳﻴﺴﺘﻢ در آﻳﻨﺪه وﺟﻮد داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ و رﻓﺖ و‬
‫ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ ﺑﺎﻳﺪ از ﻟﺤﺎظ ﺷﺎﺧﺺﻫﺎي ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ‪ ,‬ﺷﺒﻴﻪ ﺑﻪ ﻫﻢ اﻧﺘﺨﺎب ﺷﻮﻧﺪ‪ .‬ﻣﻌﻤﻮﻻً‪ ,‬ﻣﺤﺪوده ﻛﺎرﻛﺮد اوﻟﻴﻪ‬
‫ﺑﻪ ﻧﺤﻮي اﻧﺘﺨﺎب ﻣﻲﮔﺮدد ﻛﻪ ﺑﻪ ﻋﻨﻮان ﻧﻤﻮﻧﻪ‪ ,‬اﻣﻜﺎن ﺗﻌﻮﻳﺾ ﭘﺮواﻧﻪ ﺑﻪ ﻣﻨﻈﻮر ﺗﻮﺳﻌﻪ ﺳﻴﺴﺘﻢ وﺟﻮد‬
‫داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﻣﻮارد ﺿﺮوري‪ ،‬ﺑﺎ اﺣﺘﻤﺎل ﺗﻐﻴﻴﺮ در ﺳﺮﻋﺖ ﻃﺮاﺣﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬اﻣﻜﺎن ﻧﺼﺐ ﻳﻚ واﺣﺪ‬
‫ﻛﺎﻣﻼً ﺟﺪﻳﺪ ﺑﺮ ﺗﻮرﺑﻴﻦ )ﮔﺮداﻧﻨﺪه( اﺻﻠﻲ ﻣﻮﺟﻮد وﺟﻮد دارد‪.‬ﺧﺼﻮﺻﻴﺖ ﭘﺮواﻧﻪﻫﺎي ﺑﺎ ﭘﺮهﻫﺎي ﺧﻤﻴﺪه رو‬
‫ﺑﻪ ﻋﻘﺐ اﻳﻦ اﺳﺖ ﻛﻪ در ﺳﺮﻋﺖ ﺛﺎﺑﺖ ﺗﺪرﻳﺠﺎً ﺑﺎ اﻓﺰاﻳﺶ ﺣﺠﻢ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻛﺎﻫﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ,‬در‬
‫ﻃﺮاﺣﻲ دﻣﺎ و ﻓﺸﺎر ورودي اﻣﻜﺎن ﺑﺎر اﺿﺎﻓﻪ ﻛﺸﻴﺪن از ﮔﺮداﻧﻨﺪه اﺻﻠﻲ وﺟﻮد ﻧﺪارد‪ ,‬زﻳﺮا؛ ﺑﺎ اﻓﺰاﻳﺶ ﺣﺠﻢ‬
‫ﻣﻜﺶ ﺑﻪ ﻣﻴﺰان ‪ 115-120‬درﺻﺪ ﺣﺎﻟﺖ ﻃﺒﻴﻌﻲ‪ ,‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ و ﺗﻮان ﻣﻔﻴﺪ ﺑﻪ ﻧﺤﻮ ﻣﺤﺴﻮﺳﻲ ﻛﺎﻫﺶ‬
‫ﻣﻲﻳﺎﺑﻨﺪ‪.‬در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﺟﺰﺋﻲ ﺳﺮﻋﺖ‪ ,‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺑﻪ ﻣﻘﺪار زﻳﺎدي‬
‫ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﻣﻌﻤﻮﻻً ﮔﺮداﻧﻨﺪهﻫﺎي اﺻﻠﻲ اﻳﻦ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ ﺟﻬﺖ ﻛﺎرﻛﺮد ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﺑﻴﻦ ‪ 95‬ﺗﺎ ‪105‬‬
‫درﺻﺪ ﺳﺮﻋﺖ ﻃﺒﻴﻌﻲ ﻃﺮاﺣﻲ ﮔﺮدﻳﺪهاﻧﺪ‪..‬‬

‫

‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-16‬ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬

‫

‬
 ‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-17‬ﻧﻤﻮدار ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-18‬ﻧﻤﻮدار ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻣﺸﺮوح ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬

‫ﺳﺮج در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‬

‫

‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ﻓﻘﻂ در ﻳﻚ ﻣﺤﺪوده ﻣﻌﻴﻦ ﭘﺎﻳﺪار ﻣﻲﺗﻮاﻧﻨﺪ راﻫﺒﺮي ﺷﻮﻧﺪ ﻛﻪ اﻳﻦ ﻣﺤﺪوده ﺑﺎ‬
‫ﻳﻚ ﻧﻘﻄﻪ ﻧﺎﭘﺎﻳﺪار ﻳﺎ ‪ surge‬در اﺑﺘﺪاي ﺟﺮﻳﺎن ﭘﺎﻳﻴﻦ‪ /‬ﻫﺪ ﺑﺎﻻي ﻣﻨﺤﻨﻲ و ﺧﻔﮕﻲ ﻳﺎ »اﺳﺘﻮن وال« در‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﺑﺎﻻ‪ /‬ﻫﺪ ﭘﺎﻳﻴﻦ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﺸﺨﺺ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬در ﺣﺎﻟﺖ اﺳﺘﻮن وال‪ ,‬ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﺗﻘﺮﻳﺒﺎً ﺑﻪ ﺻﻮرت‬
‫ﻋﻤﻮدي رﺷﺪ ﻧﺰوﻟﻲ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ و ﻋﻠﺖ آن اﻳﻦ اﺳﺖ ﻛﻪ درون ﻣﺎﺷﻴﻦ ﺑﻪ ﺳﺮﻋﺖ ﺻﻮت ﻧﺰدﻳﻚ ﺷﺪه و ﻣﺎﻧﻊ‬
‫از ﻫﺮﮔﻮﻧﻪ اﻓﺰاﻳﺶ ﻇﺮﻓﻴﺖ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻧﻘﻄﻪ ﺳﺮج در اﺑﺘﺪاي ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻳﻚ ﭘﺪﻳﺪه ﭘﻴﭽﻴﺪه اﺳﺖ‪ ,‬ﻛﻪ‬
‫ﺑﺎ ﺟﺮﻳﺎﻧﺎت ﻣﻌﻜﻮس ﻣﺘﻨﺎوب ﺑﻴﻦ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ و ﺳﻴﺴﺘﻢ دﻫﺶ ﺷﻨﺎﺧﺘﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬اﻳﻦ ﭘﺪﻳﺪه در ﺑﺮﺧﻲ‬
‫ﻣﻮارد در اﺛﺮ ﻛﻤﺒﻮد ﺟﺮﻳﺎن ورودي ﺑﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮري ﻛﻪ داراي ﻇﺮﻓﻴﺖ ﺑﺎﻻﺳﺖ‪ ,‬اﻳﺠﺎد ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬اﻳﻦ ﻛﻤﺒﻮد‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﻣﻮﺟﺐ اﻳﺠﺎد ﻧﻮﻋﻲ ﺧﻼء در ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﻲﺷﻮد ﻛﻪ ﺧﺼﻮﺻﺎً در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﻣﺤﻮري و ﮔﺮﻳﺰ از‬
‫ﻣﺮﻛﺰ ﭼﻨﺪﻣﺮﺣﻠﻪاي ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﺴﻴﺎر ﺧﻄﺮﻧﺎك ﺑﺎﺷﺪ و ﻳﺎ ﺣﺘﻲ ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ ﺗﺨﺮﻳﺐ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮدد‪.‬ﻳﻜﻲ از‬
‫ﻣﻬﻤﺘﺮﻳﻦ ﺟﻨﺒﻪﻫﺎي ﻛﻨﺘﺮل ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‪ ,‬ﺷﻨﺎﺳﺎﻳﻲ و ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از ﺳﺮج اﺳﺖ ﻛﻪ ﻣﻌﻤﻮﻻً از‬
‫ﻃﺮﻳﻖ ﺑﺎز ﻧﻤﻮدن ﻳﻚ ﺷﻴﺮ واﮔﺮدا )ﻛﻨﺎرﮔﺬر ﻳﺎ ﺑﺎيﭘﺲ( ﺑﺮاي ﺑﺮﮔﺸﺖ ﮔﺎز اﺿﺎﻓﻲ از دﻫﺶ ﺑﻪ ﻣﻜﺶ‬
‫اﻧﺠﺎم ﻣﻲﭘﺬﻳﺮد‪ .‬اﻳﻦ ﻋﻤﻞ‪ ,‬ﻧﻘﻄﻪ ﻛﺎرﻛﺮد را از ﺧﻂ ﺳﺮج ﺑﻪ ﺳﻤﺖ راﺳﺖ ﺟﺎﺑﺠﺎ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﺑﺮﮔﺸﺖ ﮔﺎز‬
‫ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﺑﻪ اﻓﺰاﻳﺶ ﺑﻴﺶ از ﺣﺪ دﻣﺎ ﻣﻨﺠﺮ ﺷﻮد‪ ,‬ﻛﻪ در اﻳﻦ ﺻﻮرت از ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﺑﺮاي‬
‫ﻛﺎﻫﺶ دﻣﺎي ﮔﺎز اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻣﺸﻜﻼت و ﻣﺴﺎﺋﻞ ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ اﻓﺰاﻳﺶ ﺑﻴﺶ از ﺣﺪ دﻣﺎ در ﺳﻴﺴﺘﻢ‬
‫ﺑﺎزﮔﺮدان ﺑﺎ اﻧﺘﻘﺎل ﻫﻮا ﺑﻪ ﺟﻮ و ﻓﻀﺎي ﺑﻴﺮون از ﺳﻴﺴﺘﻢ رﻓﻊ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ,‬در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺮﻳﺰ از‬
‫ﻣﺮﻛﺰ و ﻣﺤﻮري ﻛﻪ از ﻫﻮا ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬ﻣﻲﺗﻮان ﻣﺎﻧﻊ از اﻳﺠﺎد ﺳﺮج ﮔﺮدﻳﺪ‪.‬‬
‫ﺗﺄﺛﻴﺮ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ‬
‫در ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي اﻧﺘﻘﺎل ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ‪ ,‬ﺑﺮاي اﻓﺰاﻳﺶ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز در ﺟﻬﺖ ﻏﻠﺒﻪ ﺑﺮ ﺗﻠﻔﺎت اﺻﻄﻜﺎك‪ ,‬از‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ در ﻳﻚ ﺳﻴﺴﺘﻢ اﻧﺘﻘﺎل‪ ,‬از ﻟﻮﻟﻪﻫﺎ‪ ,‬زاﻧﻮﻫﺎ‪ ,‬ﺳﻪ راﻫﻲ ﻫﺎ‪ ,‬ﺧﻨﻚ‬
‫ﻛﻨﻨﺪهﻫﺎي ﻫﻮاﻳﻲ و ﻟﺨﺘﻪﮔﻴﺮﻫﺎ ﻋﺒﻮر ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬در ﻃﻲ ﻋﺒﻮر ﮔﺎز از ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ‪ ,‬در اﺛﺮ ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز‪,‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت اﺻﻄﻜﺎك و در ﻧﺘﻴﺠﻪ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر در ﺧﻄﻮط ﻟﻮﻟﻪ اﻳﺠﺎد ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬در ﺳﻴﺴﺘﻢ اﻧﺘﻘﺎل ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ‪,‬‬
‫راﺑﻄﻪ ﺑﻴﻦ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز و ﺣﺠﻢ واﻗﻌﻲ ﭘﻤﭗ ﺷﺪه در ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻧﻤﺎﻳﺶ داده ﻣﻲﺷﻮد‬
‫)ﺷﻜﻞ ‪ .(4-19‬اﻳﻦ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﺳﻬﻤﻲ ﺷﻜﻞ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ و ﺑﺎ ﻣﺮﺑﻊ ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ﺣﻘﻴﻘﻲ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪.‬دﺑﻲ‬
‫‪P ‬‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ‪ Q‬ﺑﺮ ﻣﺤﻮر ‪x‬ﻫﺎ و ‪ ∆P = P − P‬ﻳﺎ ‪  1 ‬ﺑﺮ ﻣﺤﻮر ‪y‬ﻫﺎ ﺗﺮﺳﻴﻢ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪.‬‬
‫‪P ‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬
‫‪ 2‬‬
‫ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ را ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻳﻜﻲ از ﻣﻌﺎدﻻت اﺻﻠﻲ ﺟﺮﻳﺎن ﺑﺮاي ﻳﻚ ﺧﻂ اﻧﺘﻘﺎل‬
‫)ﻣﺎﻧﻨﺪ ‪ (AGA‬رﺳﻢ ﻧﻤﻮد‪ .‬اﻓﺖ ﻓﺸﺎرﻫﺎ در ﻣﺤﺪودهﻫﺎﻳﻲ ﻣﺎﻧﻨﺪ ﺧﻤﻬﺎ‪ ,‬ﻣﻬﺮهﻫﺎ‪ ,‬ﺷﻴﺮﻫﺎ‪ ,‬ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪهﻫﺎ و‬
‫ﻟﺨﺘﻪﮔﻴﺮﻫﺎ‪ 33‬ﺑﺎﻳﺪ ﺑﻪ اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﻛﻠﻲ ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ اﺿﺎﻓﻪ ﺷﻮد‪ .‬در ﺑﺮﺧﻲ از ﻣﻮارد ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﺑﺮاي دﺳﺘﻴﺎﺑﻲ‬

‫‪  -Scrubbers‬‬

‫

‬
‫ﺑﻪ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ‪ ,‬ﺗﻐﻴﻴﺮ اﻧﺘﺎﻟﭙﻲ )ﻫﺪ( در ﻣﻘﺎﺑﻞ ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ رﺳﻢ ﮔﺮدد‪ .‬در ﺷﻜﻞ ‪,4-19‬‬
‫ﭼﻬﺎر ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎ دورﻫﺎي ﻣﺘﻔﺎوت ﻛﻪ ﺑﺎ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺗﻠﻔﻴﻖ ﺷﺪهاﻧﺪ‪ ,‬ﻧﻤﺎﻳﺶ داده‬
‫ﺷﺪه اﺳﺖ‪ .‬ﺗﻨﻬﺎ ﻧﻘﺎط ﭘﺎﻳﺪار ﻗﺎﺑﻞ دﺳﺘﺮﺳﻲ ﺑﺮاي ﻋﻤﻠﻴﺎت‪ ,‬ﻧﻘﺎﻃﻲ ﻫﺴﺘﻨﺪ ﻛﻪ ﻣﻨﺤﻨﻲﻫﺎي ﻋﻤﻠﻜﺮد‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ را ﻗﻄﻊ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻨﺪ‪.‬راﻫﺒﺮي ﺗﺤﺖ ﺷﺮاﻳﻂ ﺣﺎﻟﺖ ﭘﺎﻳﺪار‪ ,34‬در ﻧﻘﺎﻃﻲ ﺑﻪ‬
‫ﻏﻴﺮ از اﻳﻦ ﻧﻘﺎط اﻣﻜﺎنﭘﺬﻳﺮ ﻧﻤﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬زﻳﺮا ﺗﻨﻬﺎ اﻳﻦ ﻧﻘﺎط‪ ,‬ﻣﻨﺤﻨﻲﻫﺎي ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و ﻣﻨﺤﻨﻲ‬
‫ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ را ﺗﻮاﻣﺎً ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻗﺮار ﻣﻲدﻫﻨﺪ‪ .‬اﻟﺒﺘﻪ اﻳﻦ ﻣﺤﺪودﻳﺖ ﺑﺮاي ﻋﻤﻠﻴﺎت ﮔﺬرا ﺻﺤﻴﺢ‬
‫ﻧﻤﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻋﻤﻠﻴﺎت ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺗﻨﻬﺎ در ﻧﻘﺎط ﺗﻘﺎﻃﻊ ﺑﻴﻦ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ و ﻣﻨﺤﻨﻲ‬
‫ﻋﻤﻠﻜﺮد اﻣﻜﺎنﭘﺬﻳﺮ ﺑﺎﺷﺪ‪ ,‬آﻧﮕﺎه ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺴﻴﺎر ﻋﺮﻳﺾ ﺑﻪ ﻧﻈﺮ ﻣﻲرﺳﺪ‪.‬‬
‫ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد اﻳﺴﺘﮕﺎﻫﻬﺎي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر‪ ,‬دﭼﺎر ﺗﻐﻴﻴﺮ‬
‫ﺷﻜﻞ ﺷﻮد‪ .‬اﻣﺎ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺑﻪ ﺻﻮرت ﻟﺤﻈﻪاي ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻧﻤﻲﻧﻤﺎﻳﺪ و در ﻫﺮ زﻣﺎن دﻟﺨﻮاه‬
‫ﺗﻌﺮﻳﻒ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬در ﺷﻜﻞ )‪ ,(4-19‬ﻧﻘﻄﻪ ﻃﺮاﺣﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﻧﻘﻄﻪ ‪ A‬ﻓﺮض ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪ .‬ﻧﻘﻄﻪ ‪ B‬ﺑﺎ ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﭘﺎﻳﻴﻦﺗﺮ‪ ,‬ﺑﺎ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و ﻧﻴﺰ ﺑﺎ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻓﻌﻠﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﺗﻼﻗﻲ داﺷﺘﻪ اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-19‬ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻣﻘﺎوﻣﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻛﻪ ﺑﺎ ﻣﻨﺤﻨﻴﻬﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ ‪ 4‬دور ﻣﺘﻔﺎوت ﺗﻠﻔﻴﻖ‬
‫ﮔﺮدﻳﺪهاﺳﺖ‪.‬‬

‫‬
‫‪- Steady-state‬‬

‫

‬
‫ﺑﺮاي ﻛﺎﻫﺶ ﺟﺮﻳﺎن ﻳﺎ دﺑﻲ ﺣﺠﻤﻲ ﻋﺒﻮر ﻛﻨﻨﺪه از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺑﺎﻳﺴﺖ ﺳﺮﻋﺖ را ﻛﺎﻫﺶ داد‪ .‬در‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ‪ ,‬ﻫﺪ و ﺣﺠﻢ واﺑﺴﺘﻪ ﺑﻪ ﻳﻜﺪﻳﮕﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬ﻫﺮ ﻧﻮع ﺗﻐﻴﻴﺮي در ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ‪,‬‬
‫اﻟﺰاﻣﺎً ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﻫﺪ ﻫﻤﺮاه ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬ﻫﺪ در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ﻧﺴﺒﺖ ﺑﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﺟﺎﺑﺠﺎي‬
‫ﻣﺜﺒﺖ ﺑﻪ ﻧﺤﻮي »درونﺳﺎز«‪ 35‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﺎ ﻛﻨﺘﺮل ﻧﻤﻮدن دور ﻣﻲﺗﻮان‪ ,‬ﺑﺪون ﺗﺄﺛﻴﺮﮔﺬاري ﺑﺮ ﻧﺴﺒﺖ‬
‫ﺗﺮاﻛﻢ‪ ,‬ﺣﺠﻢ را ﻛﻨﺘﺮل ﻧﻤﻮد‪ .‬ﺟﻮاب اﻳﻨﻜﻪ ﭼﺮا ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ ﺑﻪ آﺳﺎﻧﻲ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻦ ﻣﺎﺷﻴﻨﻬﺎي‬
‫ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﻣﺜﺒﺖ ﻧﻤﻲﺷﻮﻧﺪ اﻳﻦ اﺳﺖ ﻛﻪ ﻛﻨﺘﺮل ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﺟﺎﺑﺠﺎﻳﻲ ﻣﺜﺒﺖ ﺑﺴﻴﺎر آﺳﺎﻧﺘﺮ از‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي دﻳﻨﺎﻣﻴﻜﻲ اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺗﺄﺛﻴﺮ ﻧﻮﺳﺎﻧﺎت ﺟﺮﻳﺎن در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﭼﻨﺪﻣﺮﺣﻠﻪاي‬

‫اﮔﺮ ازﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ورودي ﺑﻪﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ ازﻣﺮﻛﺰ ﺑﻪ ﻣﻴﺰان ‪ x‬درﺻﺪ ﻛﺎﺳﺘﻪ ﺷﻮد‪ ،‬ﻳﻚ ﻛﺎﻫﺶ‬
‫ﻣﻌﻴﻦ در ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ورودي ﺑﻪ ﻣﺮﺣﻠﻪ دوم رخ ﻣﻲدﻫﺪ‪ .‬ﺑﻪ ﻟﺤﺎظ ﻛﺎﻫﺶ ‪ x‬درﺻﺪي ﺟﺮﻳﺎن در‬
‫ﻣﺮﺣﻠﻪ اول‪ ،‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ در ﻣﺮﺣﻠﻪ اول اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ .‬ﻫﺮ ﻗﺪر ﺣﺠﻢ ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻛﻮﭼﻜﺘﺮ ﺷﻮد‪ ،‬ﻫﺪ‬
‫اﻳﺠﺎد ﺷﺪه ﺑﺰرﮔﺘﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ؛ در ﻧﺘﻴﺠﻪ‪ ،‬از ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ورودي ﺑﻪ ﻣﺮﺣﻠﻪ دوم‪ ،‬ﺑﻴﺶ از ‪ x‬درﺻﺪ‬
‫ﻛﺎﺳﺘﻪ ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ‪ ،‬و در ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺳﻮم ﻧﻴﺰ ﻣﺸﺎﺑﻪ آﻧﭽﻪ ﮔﻔﺘﻪ ﺷﺪ ﺗﺄﺛﻴﺮ ﻣﻲﭘﺬﻳﺮد‪.‬ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ دو ﻳﺎ ﭼﻨﺪ‬
‫ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻓﺮآﻳﻨﺪ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﺗﺮﻛﻴﺐ ﻣﻲﺷﻮﻧﺪ‪ ،‬ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﻣﺤﺪودﺗﺮ‬
‫از ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﻣﺮاﺣﻞ ﻣﺠﺰا ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد‪.‬‬

‫اﺛﺮ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﺷﺎﺧﺺﻫﺎي ﮔﺎز ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫ﺷﺎﺧﺺﻫﺎي ﮔﺎز از ﻗﺒﻴﻞ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ‪ ،‬دﻣﺎي ﮔﺎز ورودي‪ ،‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﮔﺎز )‪ ،(Z‬و ﻧﻤﺎي‬
‫اﻳﺰوﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ‪ ،‬ﻫﻤﮕﻲ ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺗﺄﺛﻴﺮ ﻣﻲﮔﺬارﻧﺪ‪ .‬وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز ﻋﺎﻣﻠﻲ اﺳﺖ ﻛﻪ ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﺛﺮ ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻮﺟﻬﻲ دارد‪ .‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮري را درﻧﻈﺮ ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ ﻛﻪ ﺟﻬﺖ ﻓﺸﺮدهﺳﺎزي ﮔﺎز ﺑﺎ وزن‬
‫ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﭘﺎﻳﻴﻦ‪ ،‬ﻃﺮاﺣﻲ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ اﻳﻦ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي اﺳﺘﻔﺎده در ﻳﻚ ﻛﺎرﺑﺮي ﺟﺪﻳﺪ‪،‬‬
‫ﺟﻬﺖ ﻓﺸﺮدهﺳﺎزي ﻳﻚ ﮔﺎز ﺑﺎ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﺑﺎﻻ در ﺷﺮاﻳﻂ ﻳﻜﺴﺎن ﺣﺠﻢ ورودي ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار‬
‫ﮔﻴﺮد‪ ،‬ﻧﺴﺒﺖ ﻫﺪ‪ /‬ﺣﺠﻢ ﺗﺄﺛﻴﺮي ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻣﺮﺣﻠﻪ اول ﻧﺨﻮاﻫﺪ داﺷﺖ‪ .‬ﻫﺪ اﻳﺠﺎد ﺷﺪه‪ ،‬ﻣﺸﺎﺑﻪ ﻫﺪ ﻣﺮﺑﻮط‬
‫ﺑﻪ ﮔﺎز ﺑﺎ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ‪ ،‬ﻃﺮاﺣﻲ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﺑﺎ وﺟﻮد اﻳﻦ‪ ،‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ از ﻣﺮﺣﻠﻪ اول ﺑﺎﻻﺗﺮ ﺧﻮاﻫﺪ رﻓﺖ‪ .‬در‬
‫ﻳﻚ دﺳﺘﮕﺎه ﺗﻚ ﻣﺮﺣﻠﻪاي‪ ،‬ﺗﻐﻴﻴﺮات وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﺑﺮ ﻧﺴﺒﺖ ﻫﺪ‪ /‬ﺣﺠﻢ ﻣﺆﺛﺮ واﻗﻊ ﻧﻤﻲﮔﺮدد‪ ،‬ﮔﺮﭼﻪ ﺑﺮاي‬
‫اﻳﺠﺎد ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻣﻨﺎﺳﺐ ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﻧﻴﺎز ﺑﻪ اﺻﻼح ﺳﺮﻋﺘﻬﺎ ﺑﺎﺷﺪ‪.‬ﻓﺸﺎر ﺑﺎﻻي دﻫﺶ از ﻣﺮﺣﻠﻪ اول‪ ،‬ﺳﺒﺐ‬
‫ﻛﺎﻫﺶ ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ﺑﻪ ﻣﺮﺣﻠﻪ دوم ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻣﺮﺣﻠﻪ اول ﺗﻨﻬﺎ ﺷﺎﻫﺪ ﺗﻐﻴﻴﺮ و اﻓﺰاﻳﺶ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﺑﻮد‪.‬‬
‫در ﻣﺮﺣﻠﻪ دوم ﺳﻪ ﺗﻐﻴﻴﺮ؛ ازدﻳﺎد وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ‪ ،‬ﻛﺎﻫﺶ ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ ورودي و اﻓﺰاﻳﺶ ﻓﺸﺎر ورودي ﺑﻪ‬

‫‪ -Built in‬‬

‫
‬ ‫
‬
‫وﻗﻊ ﻣﻲﭘﻴﻮﻧﺪد‪ .‬ﻋﻮاﻣﻞ ﻣﻮرد اﺷﺎره ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ اﻓﺰاﻳﺶ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ و ﻛﺎﻫﺶ ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ در ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺳﻮم‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬اﻳﻦ اﺛﺮﮔﺬاري از ﻳﻚ ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺑﻌﺪ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬در ﺣﺎﻟﺖ اﺿﻄﺮاري اﻣﻜﺎن دارد ﻛﻪ ﻣﺮﺣﻠﻪ‬
‫آﺧﺮ ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﺳﺮج ﺳﻮق داده ﺷﻮد‪ .‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﭼﻨﺪﻣﺮﺣﻠﻪاي ﻛﻪ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز ﻋﺒﻮر‬
‫ﻛﻨﻨﺪه از آﻧﻬﺎ ﺑﺎﻻﺗﺮ از ﻣﻴﺰان ﻃﺮاﺣﻲ ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﻣﺤﺪودﺗﺮي دارﻧﺪ‪ .‬ﻧﺘﻴﺠﻪ اﻳﻨﻜﻪ‪،‬‬
‫در ﻫﻨﮕﺎم ﻓﺸﺮدهﺳﺎزي ﮔﺎز ﺑﺎ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﺑﻴﺸﺘﺮ ﻳﺎ ﻛﻤﺘﺮ از وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﻃﺮاﺣﻲ‪ ،‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎز‬
‫ﭼﻨﺪﻣﺮﺣﻠﻪاي داراي ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻣﺤﺪودﺗﺮ از ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻃﺮاﺣﻲ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬در ﻣﻮارد‬
‫اﺿﻄﺮاري ﻣﻴﺰان اﺛﺮﮔﺬاري ﻣﻲﺗﻮاﻧﺪ ﺑﺴﻴﺎر ﺷﺪﻳﺪ ﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﻳﻌﻨﻲ ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ﻣﺮﺣﻠﻪ اول در ﺣﺎﻟﺖ اﺳﺘﻮن‬
‫وال ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ ﻣﺮﺣﻠﻪ آﺧﺮ در وﺿﻌﻴﺖ ﺳﺮج اﺳﺖ و ﻳﺎ ﺑﺎﻟﻌﻜﺲ‪ .‬در ﭼﻨﻴﻦ ﺣﺎﻟﺘﻲ ﻣﺤﺪودة ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ‬
‫ﭘﻮﺷﺶ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﺻﻔﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ و اﻣﻜﺎن ارزﻳﺎﺑﻲ ﻣﺠﺪد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر وﺟﻮد دارد‪ .‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻫﺪ‬
‫آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و ﺗﻮان‪ ،‬ﻣﻄﺎﻟﺐ ﻣﺬﻛﻮر ﺑﻪ ﺻﻮرت ﺑﻬﺘﺮي ﺗﻔﻬﻴﻢ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ اﻧﺮژي ﺑﺮاي ﺗﺮاﻛﻢ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ‬
‫ﻃﺒﻖ ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-18‬ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ اراﺋﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪2‬‬
‫‪− W = ∫ V.dp‬‬
‫‪1‬‬

‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ )ﻣﻌﺎدﻟﻪ ‪ -4-18‬اﻟﻒ(‪ ،‬ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪‬‬
‫‪k  P2 k‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫‪− W = P1.V1.‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪  − 1‬‬
‫‪k − 1  P1 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪m‬‬
‫= ‪ n‬و ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ -4-18‬ب( ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬ ‫ﺑﺎ درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻦ ‪ P1.V1 = n.RZ T‬و‬
‫‪M‬‬ ‫‪1 1‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪m.R.Z1.T1‬‬ ‫‪k   P2  k‬‬ ‫‪‬‬
‫=‪−W‬‬ ‫‪.‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪  − 1‬‬
‫‪M‬‬ ‫‪k − 1  P1 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫در اﻳﻦ ﻣﻌﺎدﻟﻪ در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺑﺎ ﺛﺎﺑﺖ ﻧﮕﺎه داﺷﺘﻦ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ‪ ،P2‬وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ ،‬آﻧﮕﺎه‬
‫ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻛﺎﻫﺶ ﺧﻮاﻫﺪ ﻳﺎﻓﺖ‪ .‬ﻳﺎدآوري ﻣﻲﮔﺮدد زﻣﺎﻧﻲ ﻛﻪ ﻣﺆﻟﻔﻪﻫﺎ و ﺗﺮﻛﻴﺒﺎت ﺳﻨﮕﻴﻦ ﻫﻴﺪروﻛﺮﺑﻨﻬﺎ‬
‫اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ ،‬ﻣﻘﺪار ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻛﺎﻫﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ ﻛﻪ ﺗﺄﺛﻴﺮ ﭼﻨﺪﮔﺎﻧﻪاي ﺑﺮ ﻛﺎﻫﺶ ﻫﺪ در ﻫﻨﮕﺎم‬

‫

‬
 ‫اﻓﺰاﻳﺶ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ دارد‪ .‬اﻟﺒﺘﻪ‪ ،‬ﭼﻨﺪ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﺟﺰﺋﻲ در ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز وﺟﻮد دارد ﻛﻪ ﺑﻪ اﻓﺰاﻳﺶ‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ و ﻳﺎ ﺧﻔﮕﻲ ﻣﻨﺠﺮ ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬از ﻃﺮف دﻳﮕﺮ‪ ،‬وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز در ﻳﻚ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺛﺎﺑﺖ‬
‫ﻣﺘﻨﺎﻇﺮ ﺑﺎ اﻓﺰاﻳﺶ ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻫﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﻓﺰاﻳﺶ ﺧﻮاﻫﺪ ﻳﺎﻓﺖ ﻛﻪ ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ ﻛﺎﻫﺶ ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﺣﺠﻤﻲ و ﻳﺎ ﺳﺮج ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﻓﺮض ﻛﻨﻴﺪ ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺛﺎﺑﺖ ‪ P2‬ﺑﺎ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﻃﺮاﺣﻲ‬
‫ﺷﺪه‪ ،‬ﻛﺎر ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬در ﺣﺎﻟﺘﻲ ﻛﻪ ﺗﺮﻛﻴﺐ ﮔﺎز ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻧﻤﺎﻳﺪ‪ ،‬وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ و در اﻳﻦ‬
‫وﺿﻌﻴﺖ ﺑﺎ ﻋﺪم ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ‪ ،‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دﭼﺎر ﺧﻔﮕﻲ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬ﺑﻪ ﻟﺤﺎظ اﻳﻨﻜﻪ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺗﻘﺮﻳﺒﺎً‬
‫ﺛﺎﺑﺖ ﺑﺎﻗﻲ ﻣﻲﻣﺎﻧﺪ‪ ،‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي ﺑﺮﻗﺮاري ﻫﻤﺎن ﻓﺸﺎر دﻫﺶ‪ ،‬ﻧﻴﺎز ﺑﻪ اﻳﺠﺎد ﻫﺪ ﻛﻤﺘﺮي دارد‪ .‬ﺑﺮاي‬
‫ﻣﻨﺤﻨﻲ ﺑﺎ دور ﺛﺎﺑﺖ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﻫﺪ ﻛﻤﺘﺮ و ﻳﺎ ﺣﺠﻢ ﺑﻴﺸﺘﺮي از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻋﺒﻮر ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬ﺣﺎل درﻧﻈﺮ‬
‫ﺑﮕﻴﺮﻳﺪ ﻛﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺛﺎﺑﺖ ‪ P2‬ﺑﺎ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﻃﺮاﺣﻲ ﺷﺪه‪ ،‬ﻛﺎر ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬در اﻳﻦ وﺿﻌﻴﺖ‬
‫ﻓﺮض ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ ﻛﻪ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز ﻧﺎﮔﻬﺎن ﻛﺎﻫﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ .‬اﮔﺮ ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﺑﻪ ﺳﺮﻋﺖ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﻧﻜﻨﺪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬
‫ﺑﺎﻳﺪ ﻫﺪ ﺑﻴﺸﺘﺮي ﺗﺄﻣﻴﻦ ﻧﻤﺎﻳﺪ ﻛﻪ ﻫﻤﺎن ﻓﺸﺎر دﻫﺶ را ﺑﺮﻗﺮار ﺳﺎزد‪ .‬ﺑﺮاي ﻣﻨﺤﻨﻲ ﺑﺎ دور ﺛﺎﺑﺖ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪،‬‬
‫ﻫﺪ ﺑﻴﺸﺘﺮ و ﻳﺎ ﺣﺠﻢ ﻛﻤﺘﺮي از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻋﺒﻮر ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﻫﺪ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‪ ،‬ﻣﺘﻨﺎﻇﺮ ﺑﺎ ﺗﻐﻴﻴﺮ‬
‫ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻮﺟﻪ ﺣﺠﻢ‪ ،‬اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ‪ ،‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر وارد ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺳﺮج ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ‪ ،‬ﻛﻪ ﻗﺒﻼً اﺛﺒﺎت‬
‫ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪ ،‬ﻧﺘﺎﻳﺞ ذﻳﻞ ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪m.R.Z1.T1‬‬ ‫‪‬‬
‫‪k  2 k‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫= ‪−W‬‬ ‫‪.‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪  − 1‬‬
‫‪M‬‬ ‫‪k − 1  P1 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪ .1‬ﺑﺎ ﻛﺎﻫﺶ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ )‪ (M‬ﺑﺮاي ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻣﻌﻴﻦ‪ ،‬ﺗﻮان ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﺑﺎﻻﺗﺮ ﺧﻮاﻫﺪ رﻓﺖ‪ .‬زﻳﺮا‬
‫ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ ‪ M‬ﻛﺎﻫﺶ ﭘﻴﺪا ﻛﻨﺪ‪ ،‬ﻃﺒﻴﻌﺘﺎً ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪ ،‬و در ﻧﺘﻴﺠﻪ ﺗﻮان‬
‫‪36‬‬
‫ﺑﺎﻻﺗﺮ ﺧﻮاﻫﺪ رﻓﺖ‪ .‬اﻳﻦ ارﺗﺒﺎط در ﺷﻜﻞ ‪ 4-20‬ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬
‫‪ .2‬ﺳﺎﻳﺮ ﻧﻮﺳﺎﻧﺎت ﺷﺎﺧﺺﻫﺎي ورودي‪ ،‬از ﻗﺒﻴﻞ؛ دﻣﺎي ﮔﺎز‪ ،‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي و ﻧﻤﺎي اﻳﺰﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ‬
‫ﻧﻴﺰ‪ ،‬ﺳﻄﺢ ﺗﺤﺖ ﭘﻮﺷﺶ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ را ﻛﺎﻫﺶ ﻣﻲدﻫﻨﺪ‪ .‬ﺑﺎ اﻳﻦ ﺣﺎل ﺗﺄﺛﻴﺮ اﻳﻦ ﻧﻮﺳﺎﻧﺎت ﺑﺮ ﻋﻤﻠﻜﺮد‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﻣﻴﺰان ﺗﻐﻴﻴﺮ وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﻣﻮﺛﺮ ﻧﻤﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﻐﻴﻴﺮ در ﻓﺸﺎر ورودي ﺑﺮ ﭘﺎﻳﺪاري ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﺑﻲﺗﺄﺛﻴﺮ اﺳﺖ‪ ،‬ﻫﺮ ﭼﻨﺪ ﻣﻤﻜﻦ اﺳﺖ ﻧﻴﺎز ﺑﻪ اﺻﻼح ﺳﺮﻋﺖ ﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫‪ .3‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي ﮔﺎزي ﭼﻨﺪ ﻣﺮﺣﻠﻪاي‪ ،‬داراي ﻗﺎﺑﻠﻴﺖ اﻧﻌﻄﺎفﭘﺬﻳﺮي ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ و ﻣﻲﺗﻮاﻧﻨﺪ ﺑﺎ ﻣﻮﻓﻘﻴﺖ‬
‫در ﻳﻚ ﻣﺤﺪودة ﻣﻌﻴﻦ ﺷﺮاﻳﻂ ﻏﻴﺮ ﻃﺮاﺣﻲ‪ ،‬راﻫﺒﺮي ﮔﺮدﻧﺪ‪ .‬ﺑﻪ ﻫﺮ ﻣﻴﺰاﻧﻲ ﻛﻪ ﺷﺮاﻳﻂ ﻋﻤﻠﻴﺎﺗﻲ ﺑﺎ‬

‫‪ - For details see: M.Weiss,NRTC Reports,NOVA Research & Technology Corporation,1998‬‬

‫

‬
‫ﻣﺤﺪودة ﻣﻌﻴﻦ ﻃﺮاﺣﻲ اﺧﺘﻼف داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻗﺎﺑﻠﻴﺖ اﻧﻌﻄﺎفﭘﺬﻳﺮي ﻛﻤﺘﺮي وﺟﻮد دارد‪ .‬ﺑﻪ ﺻﻮرﺗﻲ‬
‫ﻛﻪ اﮔﺮ اﻳﻦ ﻣﻴﺰان اﺧﺘﻼف ﺑﻪ ﺣﺪ ﺑﺎﻻﻳﻲ ﺑﺮﺳﺪ‪ ،‬ارزﻳﺎﺑﻲ ﻣﺠﺪد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺿﺮروت دارد‪.‬‬
‫ﺿﺮوري اﺳﺖ‪ ،‬در ارﺗﺒﺎط ﺑﺎ وﻳﮋﮔﻴﻬﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ در ﺣﺎﻟﺘﻬﺎي »ﻣﻮازي« و ﻳﺎ »ﺳﺮي« ﺳﺎﻳﺮ ﻣﻼﺣﻈﺎت‬
‫درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﻮد‪ .‬واﺣﺪﻫﺎي ﻣﺮﺗﺐ ﺷﺪه در ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻮازي ﻧﻴﺎزﻣﻨﺪ ﺳﻴﺴﺘﻤﻬﺎي داﺧﻠﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮري‬
‫ﻫﺴﺘﻨﺪ ﻛﻪ ﻗﺎﺑﻠﻴﺖ و ﺗﻮاﻧﺎﻳﻲ اﻳﺠﺎد ﻫﺪﻫﺎي ﻣﺸﺎﺑﻪ را داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﻨﺪ‪ .‬در ﻏﻴﺮ اﻳﻦ ﺻﻮرت دﺳﺘﮕﺎﻫﻬﺎي دوم‬
‫ﻧﻤﻲﺗﻮاﻧﻨﺪ ﭘﻴﺶ از ورود ﺑﻪ ﻣﺤﺪودة ﺳﺮج‪ ،‬داﺧﻞ ﻣﺪار ﻗﺮار ﮔﻴﺮﻧﺪ )دﺳﺘﮕﺎه اول ﻫﺪ ﺑﺴﻴﺎر ﺑﺎﻻﻳﻲ اﻳﺠﺎد‬
‫ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ(‪ .‬در ﻣﻘﺎﺑﻞ‪ ،‬دﺳﺘﮕﺎه دوم وﻗﺘﻲ ﻛﻪ وارد ﻣﺪار ﻣﻲﺷﻮد‪ ،‬دﺳﺘﮕﺎه اول را ﺑﻪ ﺳﻤﺖ ﺳﺮج ﺳﻮق‬
‫ﻣﻲدﻫﺪ )اﻳﻦ دﺳﺘﮕﺎه در ﻣﻘﺎﻳﺴﻪ ﺑﺎ دﺳﺘﮕﺎه اول ﻫﺪ ﺑﺴﻴﺎر ﺑﺎﻻﻳﻲ اﻳﺠﺎد ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ(‪ .‬ﻣﻔﻬﻮم ﭘﺎﻳﺪاري‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در آراﻳﺶ ﻣﻮازي ﻋﺒﺎرت از ﻫﻤﺎﻫﻨﮕﻲ ﻫﺪﻫﺎي ﺑﻪ وﺟﻮد آﻣﺪه و ﻋﺪم ﻣﺤﺪودﻳﺖ ﺑﺮ ﺟﺮﻳﺎن‬
‫ﺣﺠﻤﻲ واﻗﻌﻲ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﻫﻤﭽﻨﻴﻦ‪ ،‬ﻣﻔﻬﻮم ﭘﺎﻳﺪاري ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در آراﻳﺶ ﺳﺮي‪ ،‬ﻋﺒﺎرت در ﻫﻤﺎﻫﻨﮕﻲ‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﺣﺠﻤﻲ واﻗﻌﻲ و ﻋﺪم ﻣﺤﺪودﻳﺖ ﺑﺮ ﻫﺪﻫﺎي ﺑﻪ وﺟﻮد آﻣﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫‪º‬‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-20‬ﺗﻮان ﺗﺮاﻛﻢ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﺗﺮﻛﻴﺐ ﻣﺘﺎن ‪ -‬اﺗﺎن در ‪35 F‬‬
‫ﻣﺴﺎﺋﻞ ﺣﻞ ﺷﺪه ﻣﺮﺑﻮط ﺑﻪ ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﮔﺎز‬
‫ﻣﺴﺌﻠﻪ ‪ :1‬دﻣﺎي دﻫﺶ ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي ﻃﺒﻖ ﻣﺆﻟﻔﻪﻫﺎي ﻫﻴﺪروﻛﺮﺑﻦ ﮔﺎزي ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺑﺎ آﻧﺎﻟﻴﺰ زﻳﺮ‪،‬‬
‫و ﻧﻴﺰ ‪ GHP‬و ‪ BHP‬را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ﺗﺠﺰﻳﺔ ﮔﺎز‬ ‫‪ %‬ﻣﻮل‬

‫

‬
 ‫‪C‬‬ ‫‪5‬‬
‫‪2‬‬
‫‪C‬‬ ‫‪89‬‬
‫‪3‬‬
‫‪n -C‬‬ ‫‪6‬‬
‫‪4‬‬
‫ﻣﻔﺮوﺿﺎت‪:‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪ η = 0/77‬و ‪ P = 101/5psia‬و ‪ P = 20/3psia‬و ‪= 41o F‬‬
‫‪s‬‬ ‫‪s‬‬ ‫‪D‬‬ ‫‪p‬‬
‫‪ :2400 moles/h‬ﻧﺮخ ﺟﺮﻳﺎن ﻣﻮﻻر ﮔﺎز‬
‫ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺟﺪول )‪ (4-2‬و ﻧﻴﺰ‪ ،‬ﺗﻠﻔﺎت ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و ﺿﺮﻳﺐ اﻓﺰاﻳﺶ دﻣﺎ ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ در‬
‫ﺷﻜﻠﻬﺎي )‪ (4-21‬و )‪ ،(4-22‬اراﺋﻪ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﭘﺎﺳﺦ‪:‬‬

‫‪º‬‬ ‫‪º‬‬
‫ﺗﺠﺰﻳﻪ ﮔﺎز‬ ‫‪M‬‬ ‫‪ %‬ﻣﻮل‬ ‫‪Ps , psia‬‬ ‫‪Tc , R‬‬ ‫‪Cp , Btu/lb.mol. R‬‬
‫‪C‬‬
‫‪2‬‬
‫‪30 /07‬‬ ‫‪5‬‬ ‫‪707‬‬ ‫‪550‬‬ ‫‪11/98‬‬
‫‪C‬‬
‫‪3‬‬
‫‪44/09‬‬ ‫‪89‬‬ ‫‪617‬‬ ‫‪666‬‬ ‫‪16/58‬‬
‫‪nC‬‬
‫‪4‬‬
‫‪58/12‬‬ ‫‪6‬‬ ‫‪551‬‬ ‫‪765‬‬ ‫‪22/3 3‬‬

‫‪M = (30 /07) (0/05) + (44/09) (0/89) + (58/12) (0/06) = 44/3 2‬‬
‫در ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻜﺶ‪ ،‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎه از ﻗﺎﻋﺪة ‪ kay‬و ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪Pc• = PCA .YA + PCB .YB + PCc .YC + ....‬‬
‫‪P c• = 707 × 0/05 + 617 × 0/89 + 551× 0/06 = 618 psia‬‬
‫‪Tc• = TCA .YA + TCB .YB + TCc .YC + ....‬‬
‫‪T c• = 550 × 0/05 + 666 × 0/89 + 765 × 0/06 = 666/2 o R‬‬
‫‪P‬‬ ‫‪20/3‬‬
‫= •‪P r‬‬ ‫=‬ ‫‪= 0/0328‬‬
‫‪Pc‬‬ ‫‪618‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪41 + 460‬‬
‫= •‪T r‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 0/752‬‬
‫‪Tc‬‬ ‫‪666/2‬‬
‫از ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي )ﺷﻜﻞ ‪ (3 -3‬ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬

‫

‬
‫‪Zs =0/97‬‬
‫‪2400‬‬
‫‪= 40 moles/in‬‬ ‫)وروردي ﮔﺎز ﺑﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر (‬
‫‪60‬‬
‫‪P1.Q1 = n1.R.Z1.T1‬‬ ‫و‬
‫‪20/3 × Q 1 = 40× 10/73 × 0/97 × 501‬‬
‫‪Q 1 = 10275 ft s /min‬‬ ‫‪= 14/796 MMSCF/D‬‬ ‫در ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻜﺶ‬
‫در ﺣﺎﻟﺖ اﺳﺘﺎﻧﺪارد ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬
‫‪P1.Q1‬‬ ‫‪n1.R.Z1.T‬‬
‫=‬
‫‪Pb .Q b‬‬ ‫‪n b .R.Z b .Tb‬‬

‫‪20/3× 14/796 0/97× 501‬‬

‫=‬
‫‪14/7× Q b‬‬ ‫‪1× 520‬‬

‫‪Q‬‬ ‫‪= 21/863 MMSCF/D‬‬

‫‪b‬‬

‫ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز )‪ ، (k‬ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت زﻳﺮ اﻧﺠﺎم ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪CP‬‬ ‫‪= 11/98× 0/05 + 16/58× 0/89+ 22/33× 0/06 = 16/71Btu/lb.mole.o F‬‬
‫‪ave‬‬
‫‪CV‬‬ ‫‪=C‬‬ ‫‪− R = 16/707 - 1/986 = 14/72 Btu/lb.mol e. o F‬‬
‫‪ave‬‬ ‫‪P‬‬
‫‪ave‬‬

‫‪CP‬‬
‫‪ave‬‬ ‫‪16/707‬‬
‫= ‪K‬‬ ‫=‬ ‫‪= 1/135‬‬
‫‪CV‬‬ ‫‪14/721‬‬
‫‪ave‬‬
‫ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ‪ GHP‬از ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫‪1‬‬
‫‪P ‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪CR =  D ‬‬
‫‪P ‬‬
‫‪ S ‬‬

‫

‬
 ‫)اﻧﺘﺨﺎب و درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻦ ﻳﻚ دﺳﺘﮕﺎه ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر( ‪n = 1‬‬
‫‪101/5‬‬
‫= ‪CR‬‬ ‫‪=5‬‬
‫‪20/3‬‬
‫اﻛﻨﻮن ﺑﺎ ‪ ، CR = 5‬دﻣﺎي دﻫﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآورﻳﻢ‪:‬‬

‫‪k −1‬‬
‫‪Z 2 .T2  P2 ‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪= ‬‬
‫‪Z1 .T1  P1 ‬‬

‫از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻓﻮق ﺑﻪ روش ﺗﻜﺮار ﻣﻘﺪار ‪ T2‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺿﻤﻨﺎً ﻣﻘﺪار ‪ T2‬را ﻣﻲﺗﻮان از ﺷﻜﻞ )‪(4-22‬‬
‫ﺑﻪ دﺳﺖ آورد‪) .‬ﺷﻜﻞ )‪ (4-22‬اﻗﺘﺒﺎس از ﺷﻜﻞ )‪ (4-6‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﺎ اﻳﻦ ﺗﻔﺎوت ﻛﻪ در ﺷﻜﻞ‬
‫)‪ ،(4-22‬ﺿﺮﻳﺐ اﻓﺰاﻳﺶ دﻣﺎ ﺑﺮ ﻣﺤﻮر ﻋﺮﺿﻬﺎ اﺿﺎﻓﻪ ﺷﺪه اﺳﺖ(‪ .‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ‪ T2‬ﺑﺎ ﺑﻬﺮهﮔﻴﺮي از ﺷﻜﻞ )‪-22‬‬
‫‪ (4‬ﺑﺎدﻗﺖ ﻣﻨﺎﺳﺐ اﻧﺠﺎم ﭘﺬﻳﺮﻓﺘﻪ اﺳﺖ‪ .‬در اﻳﻦ راﺳﺘﺎ ﺑﺎ ﻣﻔﺮوﺿﺎت ؛ ‪k = 1/35 1 ،CR=5‬‬
‫و ‪ ، η p = 0/77‬ﺿﺮﻳﺐ اﻓﺰاﻳﺶ دﻣﺎ ﻳﺎ ‪ x = 0/21‬و ‪ η a = 0/75‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ‬
‫ﻣﻘﺪار ﺗﻘﺮﻳﺒﻲ ﻣﻨﺎﺳﺐ ‪ T2‬از ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬

‫‪X‬‬
‫= ‪T2‬‬ ‫‪.T1 + T1‬‬
‫‪ηa‬‬

‫‪0/21‬‬
‫= ‪T2‬‬ ‫‪× 501+ 501 = 641/3 o R = 181/3 o F‬‬ ‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬
‫‪0/75‬‬

‫دﻣﺎي دﻫﺶ در ﻣﺤﺪودة ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮﻟﻲ ﻗﺮار دارد ) ‪ . (T D < 300 o F‬اﻛﻨﻮن ﺑﺮاي ﺗﻌﻴﻴﻦ ﺿﺮﻳﺐ‬
‫ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در وﺿﻌﻴﺖ دﻫﺶ ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ‪ T2‬ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه ﺧﻮاﻫﻴﻢ داﺷﺖ‪:‬‬

‫•‬ ‫‪T‬‬ ‫‪641/7‬‬

‫= ‪Tr‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 0/963‬‬
‫‪T c‬‬ ‫‪666/2‬‬

‫•‬ ‫‪P‬‬ ‫‪101/5‬‬

‫= ‪Pr‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 0/164‬‬
‫‪P c‬‬ ‫‪618‬‬

‫

‬
 ‫‪Z 2 = Z d = 0/93‬‬ ‫آﻧﮕﺎه‪:‬‬

‫‪Z +Z‬‬ ‫‪0/97+ 0/93‬‬

‫‪1‬‬ ‫‪2‬‬
‫= ‪Z ave‬‬ ‫=‬ ‫‪= 0/95‬‬
‫‪2‬‬ ‫‪2‬‬

‫ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﺑﺎزدﻫﻲ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﻣﻘﺪار ‪ n‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪n‬‬
‫‪ηp = n − 1‬‬
‫‪k‬‬
‫‪k −1‬‬

‫ﻛﻪ ‪ ، η p = 0/77 ، k = 1/135‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ ‪. n = 1/1826‬‬

‫‪ GHP‬ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﻣﻲﺗﻮان از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ (4-24‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﻮد‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪n −1‬‬

‫‪‬‬
‫‪1 Z1 + Z2‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪− 1‬‬
‫‪n‬‬ ‫‪2‬‬
‫×‪GHP = 0/0857‬‬ ‫×‬ ‫×‬ ‫‪× T1 ×  ‬‬
‫‪n − 1 ηp‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪ P1 ‬‬ ‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﭘﺎراﻣﺘﺮﻫﺎ ﻣﻘﺪار ‪ GHP‬ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪0/0857‬‬ ‫‪× 6/47‬‬

‫‪GHP‬‬ ‫=‬ ‫‪× 501 × 0/95 ×  (5) 0/1544‬‬ ‫‪− 1‬‬
‫‪0/77‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪= 96/74‬‬ ‫‪HP/1MMSCFD‬‬

‫‪ GHP = 96/74 × 21/863 = 2116 HP‬ﻛﻞ‬ ‫و‬

‫ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﺟﺪول ﻣﺸﺨﺼﺎت اﻳﻦ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺑﺎ ﺟﺪول )‪ (4-2‬و ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ اﻳﻨﻜﻪ ﺟﺮﻳﺎن ورودي‬
‫ﻳﺎ ‪ Q = 10275 ft 3 /min‬و ‪ η p = 0/77‬اﺳﺖ‪ ،‬ﻣﻮارد ذﻳﻞ ﺣﺎﺻﻞ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬
‫ﺑﺪﻧﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻳﺎ ‪ Frame = 38 M‬و دور آن ‪ 9) rpm = 8100‬ﻣﺮﺣﻠﻪاي( اﺳﺖ و ﻗﺎﺑﻠﻴﺖ اﻳﺠﺎد‬
‫ﻫﺪ ﺑﻪ ﻣﻴﺰان ‪ 10000 – 12000ft‬را دارا ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﺷﻜﻞ )‪ (4-21‬ﻣﻲﺗﻮان ﺗﻠﻔﺎت اﺻﻄﻜﺎك‬

‫
‬ ‫
‬
‫ﺑﺮاي اﻳﻦ ﻧﻮع ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﺑﻪ دﺳﺖ آورد‪ .‬اﮔﺮ از آبﺑﻨﺪ اﻳﺰوﻛﺮﺑﻨﻲ اﺳﺘﻔﺎده ﺷﻮد‪ ،‬ﺑﺮاي ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺎ‬
‫ﺑﺪﻧﺔ ‪ ،38 M‬و دور ‪ ، 8100 rpm‬ﺗﻠﻔﺎت ﺑﺎﻳﺪ ﻧﺰدﻳﻚ ﺑﻪ ‪ 70 HP‬ﺑﺮﺳﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪:‬‬
‫ﺗﻠﻔﺎت ‪BHP = GHP +‬‬
‫‪BHP = 2116 + 70 = 2186 HP‬‬

‫
‬ ‫
‬




  .  




   .  
‫ﺟﺪول ‪ .4-2‬ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫

‬
‫ﻣﺴﺌﻠﻪ‪ :2‬ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎزي‪ ،‬ﺑﺮاي ﺗﺰرﻳﻖ ﮔﺎز ﺑﻪ ﻳﻚ ﻣﺨﺰن ﻧﻔﺘﻲ‪ ،‬از ﻳﻚ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺳﺒﻚ اﺳﺘﻔﺎده‬
‫ﻣﻲﻛﻨﺪ‪ .‬ﺑﺎ ﻣﻔﺮوﺿﺎت اراﺋﻪ ﺷﺪه‪ ،‬دﻣﺎي دﻫﺶ‪ ،‬ﻫﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ﻓﺸﺎر دﻫﺶ = ‪2408 psia‬‬
‫ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ = ‪327 1 psia‬‬
‫ﻇﺮﻓﻴﺖ = ‪347 /5 MMSCFD‬‬
‫‪º‬‬
‫دﻣﺎي ﻣﻜﺶ =‪98/06 F‬‬
‫ﺑﺎزدﻫﻲ ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ = ‪0/766‬‬
‫وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز = ‪19/64‬‬
‫ﻣﺆﻟﻔﻪﻫﺎ و ﺗﺮﻛﻴﺐ ﮔﺎز در ﺟﺪول زﻳﺮ آﻣﺪه اﺳﺖ‪:‬‬

‫ﺗﺠﺰﻳﻪ ﮔﺎز‬ ‫ﺟﺰء ﻣﻮﻟﻲ‬ ‫‪º‬‬

‫‪M‬‬ ‫‪Pc , psia‬‬ ‫‪Tc , R‬‬
‫‪C1‬‬ ‫‪16/3 04‬‬ ‫‪0/8588‬‬ ‫‪666‬‬ ‫‪3 34‬‬
‫‪C2‬‬ ‫‪30 /070‬‬ ‫‪0/0605‬‬ ‫‪707‬‬ ‫‪550‬‬
‫‪C3‬‬ ‫‪44/097‬‬ ‫‪0/30 0‬‬ ‫‪617‬‬ ‫‪666‬‬
‫‪i - C4‬‬ ‫‪58/124‬‬ ‫‪0/0052‬‬ ‫‪528‬‬ ‫‪34 7‬‬
‫‪n - C4‬‬ ‫‪58/124‬‬ ‫‪0/0100‬‬ ‫‪551‬‬ ‫‪765‬‬
‫‪i - C5‬‬ ‫‪72/151‬‬ ‫‪0/0029‬‬ ‫‪491‬‬ ‫‪829‬‬
‫‪n - C5‬‬ ‫‪72/151‬‬ ‫‪0/0028‬‬ ‫‪489‬‬ ‫‪845‬‬
‫‪C6‬‬ ‫‪86/178‬‬ ‫‪0/0016‬‬ ‫‪37 4‬‬ ‫‪3 91‬‬
‫‪+‬‬
‫‪C7‬‬ ‫‪100/205‬‬ ‫‪0/0012‬‬ ‫‪397‬‬ ‫‪972‬‬
‫‪N2‬‬ ‫‪28/3 01‬‬ ‫‪0/0008‬‬ ‫‪3 49‬‬ ‫‪227‬‬
‫‪CO 2‬‬ ‫‪44/010‬‬ ‫‪0/0255‬‬ ‫‪1071‬‬ ‫‪548‬‬
‫‪H2S‬‬ ‫‪34 /076‬‬ ‫‪0/0007‬‬ ‫‪300 1‬‬ ‫‪672‬‬

‫ﺣﻞ‪ :‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔـﺎده از ﻗﺎﻋﺪه ‪ Kay‬و ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي‪ Z ،‬در ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻜﺶ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪P • C = PCA .YA + PCB .YB + PCC .YC + ...‬‬
‫‪T • C = TCA .TA + TCB .YB + TCC .YC + ...‬‬
‫ﺑﺎ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ P • C‬و ‪ T • C‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬
‫‪psia = 680 psi‬‬
‫‪º‬‬
‫‪T • C = 381 R‬‬

‫

‬
 ‫‪P‬‬ ‫‪1327‬‬
‫= ‪P•r‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 1/95‬‬ ‫آﻧﮕﺎه ؛‬
‫‪PC‬‬ ‫‪680‬‬
‫‪T‬‬ ‫‪98/6+ 460‬‬
‫= ‪T•r‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 1/47‬‬
‫‪T C‬‬ ‫‪381‬‬
‫‪Z 1 = Z‬‬ ‫‪S‬‬ ‫‪= 0/80‬‬ ‫و‬

‫ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﻣﺸﺨﺺ ﺑﻮدن وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ و دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ﮔﺎز از ﺷﻜﻞ )‪ ،(4-5‬ﻣﻘﺪار ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ‪1/27‬‬
‫= ‪ ،K‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ ﺑﻴﻦ دﻣﺎي ﻣﻜﺶ و دﻣﺎي دﻫﺶ‪ ،‬دﻣﺎي ﻣﻴﺎﻧﮕﻴﻨﻲ درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ‬
‫ﺷﻮد ﻣﻘﺪار ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ )‪ (K‬ﺑﺎ دﻗﺖ ﻗﺎﺑﻞ ﺗﻮﺟﻬﻲ ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺿﻤﻨﺎً ﻣﻘﺪار ‪ k‬در ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻜﺶ‬
‫ﻣﻮرد اﺳﺘﻔﺎده ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪.‬‬
‫ﺑﺎ ﻓﺮض ‪ ، n = 1‬ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪1‬‬
‫‪P ‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪CR =  D ‬‬
‫‪ PS ‬‬
‫‪1‬‬
‫‪ 2408 ‬‬
‫‪CR‬‬ ‫‪= ‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪= 1/815‬‬
‫‪ 1327 ‬‬

‫اﻳﻨﻚ ﻣﺎﻧﻨﺪ ﻣﺜﺎل ‪ 1‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از روش ﺿﺮﻳﺐ اﻓﺰاﻳﺶ ﺣﺮارت‪ ،‬دﻣﺎي دﻫﺶ ) ‪ (T2‬و ﺑﻬﺮهﮔﻴﺮي از‬
‫راﺑﻄﺔ زﻳﺮ‪:‬‬
‫‪X‬‬
‫= ‪T2‬‬ ‫‪.T + T‬‬
‫‪ηa 1 1‬‬

‫و ﻧﻴﺰ‪ ،‬ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﺷﻜﻞ )‪ (4-22‬و ﻣﻌﻠﻮم ﺑﻮدن ﭘﺎراﻣﺘﺮﻫﺎي زﻳﺮ‪:‬‬

‫‪CR = 1/815‬‬ ‫‪η p = 0/766‬‬ ‫‪X = 0/14‬‬

‫‪K = 1/27‬‬ ‫‪ηa = 0/75‬‬
‫دﻣﺎي دﻫﺶ ) ‪ (T2‬ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫‪0/14‬‬
‫= ‪T2‬‬ ‫)‪(460 + 98/6) + (460 + 98/6‬‬
‫‪0/75‬‬
‫‪o‬‬ ‫‪o‬‬
‫‪T 2‬‬ ‫‪= 662/9‬‬ ‫‪R = 202/9‬‬ ‫‪F‬‬

‫و دﻣﺎ در ﻣﺤﺪودة ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻗﺮار دارد‪.‬‬

‫

‬
 ‫ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در ﺣﺎﻟﺖ دﻫﺶ درﺻﻮرت زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪T‬‬ ‫‪662/9‬‬
‫= ‪T•r‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 1/74‬‬
‫‪Tc‬‬ ‫‪381‬‬

‫‪P‬‬ ‫‪2408‬‬
‫= ‪P• r‬‬ ‫=‬ ‫‪= 3/54‬‬
‫‪P •c‬‬ ‫‪680‬‬
‫ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ‪Z d = Z 2 = 0/86‬‬

‫‪Z +Z‬‬
‫‪Z ave = d‬‬ ‫‪s = 0/80+ 0/86 = 0/83‬‬ ‫در ﻧﺘﻴﺠﻪ‪:‬‬
‫‪2‬‬ ‫‪2‬‬
‫از ﻣﻌﺎدﻟﻪ )‪ ،(4-24‬ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﺔ ﻫﺪ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪k -1 ‬‬

‫‪ p ‬‬ ‫‪‬‬
‫‪k 1  2  k‬‬
‫‪- 1‬‬
‫‪53.28‬‬
‫= ‪-W‬‬ ‫‪.Z .T .‬‬ ‫‪. ‬‬
‫‪G‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪k -1 η  p‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫‪a  1‬‬ ‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫ﻛﻪ ‪ Z1‬و ‪ T1‬ﺑﻪ ﺗﺮﺗﻴﺐ ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي و دﻣﺎي‪ ،‬در ﺣﺎﻟﺖ ﻣﻜﺶ ﻣﻲﺑﺎﺷﻨﺪ‪ ،‬آﻧﮕﺎه‪:‬‬

‫‪‬‬ ‫‪1/27 − 1‬‬ ‫‪‬‬

‫‪53/28‬‬ ‫‪1/27‬‬ ‫‪1   2408 1/27‬‬ ‫‪‬‬
‫= ‪-W‬‬ ‫×)‪× 0/80× (98/6 + 460‬‬ ‫×‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪- 1‬‬
‫‪19/64‬‬ ‫‪0/27 − 1 0/75   1327‬‬ ‫‪‬‬
‫‪29‬‬ ‫‪‬‬
‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫)ﻫﺪ(‬
‫‪− W = 2978 0‬‬ ‫‪ft.lbf/lbm‬‬

‫ﻧﻤﺎي ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﮔﺎز )‪ (n‬ﻣﻄﺎﺑﻖ ﻓﺮﻣﻮل زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪n‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪ηp = n − 1‬‬ ‫‪0/766= n − 1‬‬
‫‪k‬‬ ‫‪1/27‬‬
‫‪k −1‬‬ ‫‪1/27− 1‬‬

‫

‬
 ‫)ﻧﻤﺎي ﭘﻠﻲﺗﺮوﭘﻴﻚ ﮔﺎز( ‪n = 1/384‬‬

‫اﻛﻨﻮن ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﺔ ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر از ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ﭘﺎراﻣﺘﺮﻫﺎي ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه در راﺑﻄﻪ زﻳﺮ اﺳﺘﻔﺎده‬
‫ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪n 1‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n −1‬‬ ‫‪‬‬

‫‪n −1‬‬
‫‪GHP = 0.0857.Ts .Z ave .‬‬ ‫‪.‬‬ ‫‪‬‬ ‫)‪(CR‬‬ ‫‪‬‬
‫‪n −1 ηp‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪1/384- 1‬‬
‫‪1/384‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪1/384 − 1‬‬
‫‪‬‬
‫× ‪GHP = 0/0857 × 558/6 × 0/83‬‬ ‫×‬ ‫)‪(1/815‬‬ ‫‪‬‬
‫‪1/384 − 1 0/766 ‬‬ ‫‪‬‬

‫‪GHP‬‬ ‫‪= 33/62 HP/‬‬ ‫‪1 MMSCFD‬‬

‫ﻳﺎ‬
‫‪) = 33/62 × 347/5 = 1168 HP‬ﻛﻞ(‪GHP‬‬
‫ﺑﺮاي اﻧﺘﺨﺎب ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻨﺎﺳﺐ‪ ،‬ﻣﻘﺪار واﻗﻌﻲ دﺑﻲ )‪ (acfm‬ﻣﻮردﻧﻴﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬
‫‪Q b = 347/5MMSCFD‬‬
‫‪347/5 × 106‬‬
‫= ‪Qb‬‬ ‫‪= 241319/5 ft 3 /min‬‬ ‫در ﺷﺮاﻳﻂ اﺳﺘﺎﻧﺪارد‪:‬‬
‫‪24 × 60‬‬
‫‪Pb Q b‬‬‫‪T .Z‬‬
‫‪= b b‬‬
‫‪P1.Q1 T1.Z1‬‬

‫‪14/7 × 241319/5‬‬ ‫‪520 × 1‬‬

‫=‬
‫‪1327 × Q‬‬ ‫‪558/6 × 0/80‬‬
‫‪1‬‬

‫‪Q 1 = 2297/35‬‬ ‫‪acfm‬‬

‫ﻣﺴﺌﻠﻪ ‪ :3‬ﻳﻚ اﻳﺴﺘﮕﺎه ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر ﺑﺎ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺮﻳﺰ از ﻣﺮﻛﺰ داراي ﻳﻚ ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻣﻄﺎﺑﻖ‬
‫ﺷﻜﻞ )‪ (4-3 2‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺗﺰرﻳﻖ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ ﺑﻪ ﻣﺨﺰن‪ ،‬ﺗﻮﺳﻂ اﻳﻦ دﺳﺘﮕﺎه از ﻃﺮﻳﻖ ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪاي ﺑﻪ ﻃﻮل‬
‫‪ 30‬ﻛﻴﻠﻮﻣﺘﺮ و ﻗﻄﺮ ‪ 6‬اﻳﻨﭻ ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺑﺎ ﻣﺸﺨﺼﺎت ﻓﺸﺎر ﺗﺰرﻳﻖ در ﺷﻜﻞ )‪ (4-24‬اﻧﺠﺎم ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬

‫

‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-24‬ﻣﺴﺌﻠﻪ ‪ -3‬ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي ﻓﺸﺎر ﺗﺰرﻳﻘﻲ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-3 2‬ﻣﻨﺤﻨﻲ ﻋﻤﻠﻜﺮد ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‬

‫

‬
‫اﻟﻒ( ﺑﺮاي ﺗﻘﻮﻳﺖ ﻓﺸﺎر و ﺗﺰرﻳﻖ ‪ 32 MMSCFD‬ﮔﺎز ﺑﻪ ﻣﺨﺰن‪ ،‬ﺳﺮﻋﺖ )دور( ﺗﻘﺮﻳﺒﻲ‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ب( ﺣﺪاﻗﻞ ﻣﻴﺰان اﻣﻜﺎنﭘﺬﻳﺮ ﺗﺰرﻳﻖ ﮔﺎز )ﺑﺪون ﺑﺮﮔﺸﺖ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز( را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ؟‬
‫ج ( ﻣﻴﺰان ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﺑﺮاي ﺗﺰرﻳﻖ ‪ 32 MMSCFD‬ﮔﺎز ﺑﻪ درون ﻣﺨﺰن ﺑﻪ دﺳﺖ‬
‫آورﻳﺪ؟‬
‫ﻣﻔﺮوﺿﺎت ﻣﺴﺌﻠﻪ ‪:‬‬

‫‪ = 0/250 inch‬ﺿﺨﺎﻣﺖ دﻳﻮارة ﻟﻮﻟﻪ‬

‫‪ = 6/625 inch‬ﻗﻄﺮ ﺧﺎرﺟﻲ ﻟﻮﻟﻪ‬
‫‪ = 0/77‬ﺑﺎزدﻫﻲ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎ‬
‫‪ = %90‬ﺑﺎزدﻫﻲ ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ‬
‫‪) E = 0‬ﺗﻐﻴﻴﺮ ارﺗﻔﺎع وﺟﻮد ﻧﺪارد(‬
‫‪ = 20/32‬وزن ﻣﻮﻟﻜﻮﻟﻲ ﮔﺎز‬
‫‪ = 100ºF‬دﻣﺎي ﻣﻜﺶ‬
‫‪ = 180psia‬ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ‬
‫‪º‬‬
‫‪ = 120 F‬دﻣﺎي ﻣﺘﻮﺳﻂ ﮔﺎز ﺟﺎري در ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ‬
‫ﺗﻮﺟﻪ‪ :‬از ﻣﻌﺎدﻟﺔ ﺟﺮﻳﺎن ﭘﻦﻫﻨﺪل ‪ B37‬ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت‪ ،‬اﺳﺘﻔﺎده ﮔﺮدد‪.‬‬
‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪ :‬ﺑﺎ ﻣﻼﺣﻈﺔ ﺷﻜﻞ )‪ ،(4-25‬ﻓﺸﺎر ﺗﺰرﻳﻖ ) ‪ (P3‬ﺑﺮﻣﺒﻨﺎي ﮔﺎز ﺗﺰرﻳﻘﻲ روزاﻧﻪ ﺑﻪ ﻣﻴﺰان‬
‫‪ 32 MMSCFD‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ . 4 -25‬آراﻳﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر و ﺧﻂ ﻟﻮﻟﻪ‬

‫‪ -Panhandle‬‬

‫
‬ ‫
‬
‫در ﻣﻌﺎدﻟﺔ ﭘﻦﻫﻨﺪل ‪ ،B‬ﻓﺸﺎر ﺗﺰرﻳﻖ ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﺎ ‪ P3 = 300 2psia‬درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از اﻳﻦ‬
‫ﻣﻌﺎدﻟﻪ‪ ،‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﮔﺎز از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ) ‪ (P2‬ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪1.02‬‬ ‫‪0.510‬‬
‫‪T ‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P22 − P32 − E‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪1‬‬
‫‪Q b = 737.02  b ‬‬ ‫‪.‬‬ ‫‪0.961 ‬‬
‫‪. .D 2.53‬‬
‫‪ Pb ‬‬ ‫‪ Z ave .Tave .G‬‬ ‫‪.L ‬‬ ‫‪η‬‬

‫‪0/510‬‬
‫‪1/02‬‬
‫‪‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪2‬‬
‫‪‬‬
‫‪ 520 ‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪P‬‬‫‪2‬‬ ‫‪−‬‬ ‫)‪(2300‬‬ ‫‪‬‬
‫‪32 × 10 6 = 737/02 ‬‬ ‫×‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫‪14/7 ‬‬ ‫‪ 0/77 × 580 × (0/70) 0/961 × 30 ‬‬
‫‪‬‬ ‫‪1/609 ‬‬
‫‪1‬‬
‫×‬ ‫‪× (6/125) 2/53‬‬
‫‪0/90‬‬

‫‪P 2 = 2426 psia‬‬ ‫آﻧﮕﺎه‪:‬‬

‫ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻣﺘﻮﺳﻂ ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻦ ﺷﺪه در ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﭘﻦﻫﻨﺪل ‪ ,B‬ﺑﻪ روش زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه اﺳﺖ‪.‬‬
‫ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﻧﻤﻮدار ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در ﺷﻜﻞ ) ‪ (3 -3‬و اﺳﺘﻔﺎده از ﺷﻜﻞ )‪ (4-26‬ﺑﺮاي ﮔﺮاوﻳﺘﻲ ﮔﺎز ‪0/70‬‬
‫)‪ ,(G = 0/70‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ .‬ﺑﺮاي ﺟﻠﻮﮔﻴﺮي از روش ﺗﻜﺮار‪ ,‬در ﻃﻮل ﻣﺴﻴﺮ ﻳﻚ‬
‫اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﺗﻘﺮﻳﺒﻲ ﻣﻌﺎدل ‪ 5 psi/Km‬درﻧﻈﺮ ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﺪه اﺳﺖ‪ ,‬ﻛﻪ در ﻧﺘﻴﺠﻪ ﻓﺸﺎر ﻣﺘﻮﺳﻂ ﮔﺎز در‬
‫‪º‬‬
‫ﺟﺮﻳﺎن ﺑﺮاﺑﺮ ﺑﺎ ‪ 375 2 psia‬ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ‪ .‬ﺑﺮاي دﻣﺎي ﻣﻴﺎﻧﮕﻴﻦ ﮔﺎز در ﺟﺮﻳﺎن‪ ,‬ﻣﻘﺪار ‪ 120 F‬درﻧﻈﺮ‬
‫ﮔﺮﻓﺘﻪ ﺷﺪه اﺳﺖ‪ .‬ﺑﺎ داﺷﺘﻦ ﻣﺸﺨﺼﻪﻫﺎي؛ ‪ Pc′ = 665 psia , Tc′ = 390 ºR ,G = 0/70‬و ﻧﻴﺰ ﻣﻘﺎدﻳﺮ‬
‫‪ Tc′‬و ‪ Pc′‬ﻣﻲﺗﻮان ‪ Tr′‬و ‪ Pr′‬را ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻧﻤﻮد‪:‬‬

‫‪T ave‬‬ ‫‪460 + 120‬‬

‫= ‪T •r‬‬ ‫•‬
‫=‬ ‫‪= 1/49‬‬
‫‪T c‬‬ ‫‪390‬‬

‫‪P‬‬ ‫‪2375‬‬
‫‪P • r = ave‬‬
‫•‬
‫=‬ ‫‪= 3/57‬‬
‫‪Pc‬‬ ‫‪665‬‬

‫
‬ ‫
‬
‫اﻛﻨﻮن ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﺷﻜﻞ ‪ Zave = 0/77 , 3 -3‬ﺑﺮاي ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ دﺑﻲ واﻗﻌﻲ ﻳﺎ ‪ acfm‬ﮔﺎز ورودي ﺑﻪ‬
‫‪32 MMSCFD = 22222 scf/min‬‬ ‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪.‬‬
‫در وﺿﻌﻴﺖ ﻣﻜﺶ‪ ,‬دﺑﻲ ﺣﺠﻤﻲ ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪:‬‬

‫‪P1.Q1‬‬ ‫‪Z1.T1‬‬
‫=‬
‫‪Pb .Q b‬‬ ‫‪Z b .Tb‬‬

‫در اﻳﻦ ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻣﻘﺪار ‪ Z1 = 0/98‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻧﻤﻮدارﻫﺎي )‪ (3 -3 ) ,(4-26‬و ﻣﻔﺮوﺿﺎت زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ و‬
‫ﻣﻨﻈﻮر ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫‪º‬‬
‫‪ : 100 F‬دﻣﺎي ﻣﻜﺶ‬
‫‪ : 0/70‬ﮔﺮاوﻳﺘﻲ ﮔﺎز‬
‫‪ : 180 psia‬ﻓﺸﺎر ﻣﻜﺶ‬
‫‪180 × Q 1‬‬ ‫‪0/98 × 560‬‬
‫=‬
‫‪14/7 × 22222‬‬ ‫‪1 × 520‬‬

‫‪Q 1 = 1915/31 acfm‬‬

‫ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﺟﺮﻳﺎن ورودي ﺑﻪ اﻳﺴﺘﮕﺎه ‪ ,1915 acfm‬و ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺴﺘﮕﺎه‬
‫‪P‬‬ ‫‪24260‬‬
‫= ‪ , 2‬در ﺷﻜﻞ )‪ (4-3 2‬دور ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاﺑﺮ ‪ 12400 rpm‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪.‬‬ ‫‪= 13/48‬‬
‫‪P1‬‬ ‫‪180‬‬
‫اﻛﻨﻮن‪,‬ﺗﻼﻗﻴﻤﻨﺤﻨﻲ‪12400rpm‬وﺧﻂ ﺳﺮج ﻧﻘﻄﻪاي ﺑﺎ ﺟﺮﻳﺎن‪ 30 17 acfm‬روي ﻣﺤﻮر ﻃﻮﻟﻬﺎ اﺳﺖ ﻛﻪ‬
‫ﺑﻴﺎﻧﮕﺮ ﺣﺪاﻗﻞ ﺟﺮﻳﺎن ورودي ﺑﺪون ﺑﺮﮔﺸﺖ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ﺟﺮﻳﺎﻧﻬﺎي ﻛﻤﺘﺮ از اﻳﻦ ﻣﻘﺪار‪,‬‬
‫ﺳﻴﺴﺘﻢ وارد ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺳﺮج ﺧﻮاﻫﺪ ﺷﺪ‪.‬‬
‫ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﻃﺒﻖ ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﻗﺎﺑﻞ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ اﺳﺖ‪:‬‬

‫‪k Z1 + Z 2 1‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬ ‫‪‬‬

‫‪− W = 0.0857.‬‬ ‫‪.‬‬ ‫‪. .Ts .(CR) k − 1‬‬
‫‪k −1‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪ηa‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫در ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻓﻮق ﭘﺎراﻣﺘﺮﻫﺎي ‪ k‬و ‪ Z2‬ﻣﺠﻬﻮل و ﺑﻘﻴﻪ ﺷﺎﺧﺺﻫﺎ ﻣﻌﻠﻮم ﻫﺴﺘﻨﺪ‪ .‬ﺑﺮاي اﻳﻦ ﻣﻮرد‪ ,‬ﺑﻪ ﺣﺪاﻗﻞ‬
‫در ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺣﺎﻟﺖ ﺳﺮي ﻳﺎ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه ﻣﻴﺎﻧﻲ ﻧﻴﺎز ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ )زﻳﺮا ‪ CR =3 1/48‬ﺑﺴﻴﺎر ﺑﺰرگ‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ(‪ ,‬ﻛﻪ در ﻧﺘﻴﺠﻪ ‪ CR‬ﺑﺮاﺑﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد ﺑﺎ‪:‬‬

‫
‬ ‫
‬
 ‫‪1‬‬
‫‪n‬‬
‫‪P ‬‬
‫‪CR =  2 ‬‬
‫‪P ‬‬
‫‪ 1‬‬

‫‪1‬‬
‫)‪CR = (13/48‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪= 3/672‬‬ ‫ﺑﺮاي ‪: n = 2‬‬

‫ﻛﻪ ﻣﻘﺪار ﺑﺪﺳﺖ آﻣﺪه‪ ,‬ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪.‬‬

‫ﺑﺮاي ﻳﺎﻓﺘﻦ دﻣﺎي دﻫﺶ از روش ﺿﺮﻳﺐ اﻓﺰاﻳﺶ دﻣﺎ ﻣﻄﺎﺑﻖ ﻓﺮﻣﻮل زﻳﺮ اﺳﺘﻔﺎده ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬
‫•‬ ‫‪x‬‬
‫=‪T 2‬‬ ‫‪.T + T‬‬
‫‪ηa 1 1‬‬

‫ﻣﻘﺪار ‪ x‬ﺑﻪ وﺳﻴﻠﻪ ﻧﻤﻮدار ﺿﺮﻳﺐ اﻓﺰاﻳﺶ دﻣﺎ در ﺷﻜﻞ )‪ ,(4-22‬ﺑﻪ دﺳﺖ ﻣﻲآﻳﺪ‪ x = 0/31 .‬ﺑﺎ‬
‫‪º‬‬ ‫‪º‬‬
‫ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻨﻲ ‪ = 100 F , T1 = 560 R :‬دﻣﺎي ﻣﻜﺶ‪) , k = 1/27 ,‬ﺑﺮاي ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ( ‪, M = 20/32‬‬
‫‪ η a = 0/77‬در ﻣﻌﺎدﻟﻪ ﻣﺬﻛﻮر ﻣﻘﺪار دﻣﺎي دﻫﺶ ﺑﻪ دﺳﺖ ﺧﻮاﻫﺪ آﻣﺪ‪.‬‬

‫‪0/31‬‬
‫= ‪T2‬‬ ‫‪× 560 + 560 = 785o R = 325o F‬‬
‫‪0/77‬‬

‫ﺑﻪ ﻋﻠﺖ اﻳﻨﻜﻪ‪ ,‬ﻣﺸﺨﺼﻪاي ﺑﺮاي ﺣﺪاﻛﺜﺮ دﻣﺎي دﻫﺶ اراﺋﻪ ﻧﺸﺪه اﺳﺖ دﻣﺎي ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه ) ‪ , (T2‬ﺑﻪ‬
‫ﻋﻨﻮان دﻣﺎي ﻣﻴﺎﻧﻲ‪ ,‬ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در ﺣﺎﻟﺖ دﻫﺶ ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از؛‬
‫‪º‬‬
‫‪ T2 =785 R‬و ‪ P2 = 180×3 /672 = 660/96psia‬ﺑﺮاﺑﺮ ﺧﻮاﻫﺪ ﺑﻮد ﺑﺎ‪ . Z 2 = 0/97 :‬ﺣﺎل در ﻣﻌﺎدﻟﻪ‬
‫ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ,‬ﭘﺎراﻣﺘﺮﻫﺎي ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه را ﺟﺎﻳﮕﺰﻳﻦ ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﻴﻢ‪:‬‬

‫‪1/27 − 1‬‬
‫‪1/27‬‬ ‫‪0/98 + 0/97‬‬ ‫‪1‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪1/27 − 1‬‬
‫‪‬‬
‫× ‪− W = 0/857‬‬ ‫×‬ ‫×‬ ‫×‪× 560‬‬ ‫‪‬‬ ‫)‪(3/672‬‬ ‫‪‬‬
‫‪0/27 − 1‬‬ ‫‪2‬‬ ‫‪0/77‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪− W = 91/06 HP/MMscfd‬‬

‫)ﻣﺠﻤﻮع ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز( ‪W total = 91/06 × 2 × 32 = 5828 HP‬‬

‫ﺗﻮﺟﻪ‪ :‬ﺑﻪﻋﻠﺖ ﺗﻐﻴﻴﺮات ﺟﺰﻳﻲ ﻓﺸﺎر ﻛﻪ ﻣﻨﺠﺮ ﺑﻪ ﺗﻐﻴﻴﺮ در ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﻣﻲﺷﻮد ﺑﻴﻦ ﺗﻮاﻧﻬﺎي‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي اول و دوم ﻣﻘﺪاري اﺧﺘﻼف وﺟﻮد ﺧﻮاﻫﺪ داﺷﺖ‪.‬‬

‫
‬ ‫
‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-26‬ﺧﻮاص ﺷﺒﻪ ﺑﺤﺮاﻧﻲ ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ‬

‫

‬
‫اﺗﻤﺴﻔﺮ‬ ‫ﻓﺸﺎر‬ ‫از‬ ‫ﻣﺮﺣﻠﻪاي‬ ‫ﭼﻨﺪ‬ ‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮرﻫﺎي‬ ‫در‬ ‫ﻣﺘﺎن‬ ‫ﮔﺎز‬ ‫‪:4‬‬ ‫ﻣﺴﺌﻠﻪ‬
‫)‪ (7,14psia‬ﺗﺎ ‪ 354 4psia‬ﺗﺤﺖ ﻓﺸﺎر ﻗﺮار ﻣﻲﮔﻴﺮد‪ .‬ﻓﺮض ﻛﻨﻴﺪ ﻋﻤﻞ ﺗﺮاﻛﻢ اﻳﺰﻧﺘﺮوﭘﻴﻚ و رﻓﺘﺎر ﮔﺎز‬
‫‪º‬‬
‫ﻣﺘﺎن ﻣﺎﻧﻨﺪ ﮔﺎز اﻳﺪهآل ﺑﺎﺷﺪ‪ .‬دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ﮔﺎز ‪ 60 F‬اﺳﺖ‪.‬‬
‫اﻟﻒ( ﺗﻌﺪاد ﺑﻬﻴﻨﻪ ﻣﺮاﺣﻞ‪ ,‬ﻓﺸﺎر ﻣﻴﺎﻧﻲ اﻳﺪهآل و ﻛﺎر ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮ ﺟﺮم )‪(lbm‬ﮔﺎز را ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ‬
‫ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ب( اﮔﺮ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪﮔﻲ ﺑﻪ ﺻﻮرت ﻧﺎﻗﺺ اﻧﺠﺎم ﭘﺬﻳﺮد‪ ,‬اﺛﺮ آن را ﺑﺮ ﻛﺎر اﻧﺠﺎم ﺷﺪه در ﻫﺮ‬
‫ﻣﺮﺣﻠﻪ ﺑﺮ ﻧﻤﻮدار ‪ T-S‬ﻣﺸﺨﺺ ﻧﻤﺎﺋﻴﺪ‪.‬‬
‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪ :‬ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از از ﻣﻌﺎدﻟﻪ زﻳﺮ ﺑﺮاي ‪ , n = 1,2,3,4‬ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ CR‬در ﻣﺤﺪوده ‪CR ≤ 6‬‬
‫ارزﻳﺎﺑﻲ ﻣﻲﮔﺮدد‪.‬‬
‫‪1‬‬
‫‪P‬‬ ‫‪ n‬‬
‫‪CR =  D ‬‬
‫‪ Ps ‬‬
‫‪1‬‬
‫‪ 4354  n‬‬
‫‪CR = ‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ 14/7 ‬‬
‫ﺑﺮاي ‪ 2,3‬و‪ n = 1‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ از ﻣﺤﺪوده ‪ CR ≤ 6‬ﻓﺮاﺗﺮ ﻣﻲرود و ﺑﺮاي ‪ n = 4‬ﻣﻘﺪار ‪ CR‬ﺑﺮاﺑﺮ‬
‫‪ (CR = 15,4) 15,4‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ ﻛﻪ اﮔﺮ دﻣﺎي دﻫﺶ ﮔﺎز ﻧﻴﺰ‪ ,‬در ﻣﺤﺪوده ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻗﺮار داﺷﺘﻪ ﺑﺎﺷﺪ‬
‫ﻣﻮرد ﺗﺎﺋﻴﺪ اﺳﺖ‪ .‬آراﻳﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر در ﺷﻜﻞ )‪ (4-27‬ﻧﺸﺎن داده ﺷﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-27‬ﻣﺴﺌﻠﻪ ‪ -4‬آراﻳﺶ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺑﺮاي ‪ CR = 15,4‬و ‪n = 4‬‬

‫‪º‬‬
‫ﺑﺮاي ﻣﺘﺎن در ‪ , 60 F‬ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫

‬
 ‫‪Cp‬‬ ‫‪Cp‬‬ ‫‪8/42‬‬
‫=‪k‬‬ ‫=‬ ‫=‬ ‫‪= 1/31‬‬
‫‪Cv‬‬ ‫‪Cp − R‬‬ ‫‪8/42− 1/986‬‬

‫دﻣﺎي دﻫﺶ ﮔﺎز )ﺑﺎ ﻓﺮض ‪ ( Z1 = Z 2‬ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪T2‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪= (CR ) k‬‬
‫‪T1‬‬

‫‪T2‬‬ ‫‪1/31 - 1‬‬

‫‪= (4/15 ) 1/31 = 728 o R = 268 o F‬‬
‫‪520‬‬

‫ﻛﻪ دﻣﺎي ﺑﻪ دﺳﺖ آﻣﺪه ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﻛﺎر ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﻳﻚ ﭘﻮﻧﺪ ﺟﺮم ﮔﺎز )‪ ،(1 lbm‬ﺑﺮاﺑﺮ‬
‫اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪53.28‬‬ ‫‪k ‬‬ ‫‪k −1‬‬ ‫‪‬‬

‫= ‪−W‬‬ ‫‪.Ts .‬‬ ‫‪‬‬ ‫(‬‫‪CR‬‬ ‫)‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪‬‬
‫‪G‬‬ ‫‪k −1 ‬‬ ‫‪‬‬

‫‪1/31 ‬‬ ‫‪1/31 − 1‬‬

‫‪53/28‬‬
‫‪(4/15‬‬ ‫)‬ ‫‪‬‬
‫= ‪− W‬‬ ‫* ‪× 520‬‬ ‫‪1/31‬‬ ‫‪− 1‬‬
‫‪16‬‬ ‫‪1/31 − 1 ‬‬ ‫‪‬‬
‫‪29‬‬

‫)ﻫﺪ( ‪− W = 84969 ft.lbf / lbm‬‬

‫ﻣﺠﻤﻮع ﻛﺎر ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﭼﻬﺎر ﻣﺮﺣﻠﻪ )ﻛﻞ ﻫﺪ( ﺑﻪ ﻗﺮار زﻳﺮ اﺳﺖ‪:‬‬

‫‪− W = 84969 × 4 = 339877 ft.lbf / lbm‬‬

‫ﺳﻄﺢ زﻳﺮ ﻣﻨﺤﻨﻲ در ﻧﻤﻮدارﻫﺎي ‪ H-S‬و ﻳﺎ ‪ T-S‬ﻧﺸﺎن دﻫﻨﺪة اﻧﺮژي ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﻫﺮ‬
‫ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺑﺎ ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪﮔﻲ ﻧﺎﻗﺺ‪ ،‬ﺳﻄﺢ زﻳﺮ ﻣﻨﺤﻨﻲ اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ‪.‬‬

‫ﻣﺴﺌﻠﻪ ‪:5‬‬
‫ﻳﻚ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﮔﺎز ﻃﺒﻴﻌﻲ در ارﺗﻔﺎع ‪ 3000‬ﻓﻮت از ﺳﻄﺢ درﻳﺎ ﻗﺮار دارد‪ .‬ﻓﺸﺎر ﺟﻮ )اﺗﻤﺴﻔﺮ( در ﻣﺤﻞ‬
‫ﺑﺮاﺑﺮ ‪ 3 14,1 psia‬اﺳﺖ‪ .‬ﻓﺸﺎر ﮔﺎز از ‪ 0 psig‬ﺑﻪ ‪ 140 psig‬اﻓﺰاﻳﺶ ﻣﻲﻳﺎﺑﺪ و ﻛﻞ ﺟﺮﻳﺎن ﮔﺎز ﻋﺒﻮر‬

‫

‬
 ‫ﻛﻨﻨﺪه از ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ‪ 40 MMSCFD‬ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در اﻳﻦ راﺳﺘﺎ‪ ،‬ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪة داﺧﻠﻲ اﻓﺖ ﻓﺸﺎري ﻣﻌﺎدل‬
‫‪º‬‬
‫‪ 15 psi‬اﻳﺠﺎد ﻣﻲﻧﻤﺎﻳﺪ و دﻣﺎي ﮔﺎز را ﺗﺎ ‪ 95 F‬ﻛﺎﻫﺶ ﻣﻲدﻫﺪ‪ .‬در ﺻﻮرﺗﻲ ﻛﻪ دﻣﺎي ﻣﻜﺶ ﮔﺎز‬
‫‪º‬‬
‫‪ 70 F‬و ﻧﻤﺎي آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﮔﺎز ‪ k = 26,1‬ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬ﻛﻞ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز اﻳﻦ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر را ﺗﻌﻴﻴﻦ ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ‪.‬‬

‫ﺣﻞ ﻣﺴﺌﻠﻪ‪:‬‬
‫‪Ps = 0 + 13/14 = 13/14 psia‬‬
‫‪PD = 140+ 13/14 = 153/14 psia‬‬

‫‪1‬‬ ‫‪1‬‬
‫‪P‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪n‬‬
‫‪= 153/14‬‬
‫‪n‬‬
‫‪CR =  D‬‬ ‫‪‬‬
‫‪ Ps‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪ 13/14 ‬‬

‫⇒ ‪n =1‬‬ ‫‪CR = 11/66‬‬ ‫ﻏﻴﺮﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل‬

‫⇒ ‪n =2‬‬ ‫‪CR = 3/41‬‬ ‫ﻗﺎﺑﻞ ﻗﺒﻮل‬

‫ﻫﻨﮕﺎﻣﻲ ﻛﻪ آراﻳﺶ ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺑﺎ ﺷﻜﻞ )‪ (4-28‬ﺑﺎﺷﺪ‪ ،‬اﻓﺖ ﻓﺸﺎر ﺧﻨﻚﻛﻨﻨﺪة داﺧﻠﻲ ﺑﺮاﺑﺮ‬
‫‪ 5 psi‬اﺳﺖ و ﺑﺎﺗﻮﺟﻪ ﺑﻪ ﺑﺮاﺑﺮ ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﺗﺮاﻛﻢ )‪ ، (CR1 = CR 2 = 3/41‬ﻓﺸﺎر دﻫﺶ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‬
‫ﻳﻌﻨﻲ ‪ ،3 14,15 psia‬ﺣﺎﺻﻞ ﻧﻤﻲﺷﻮد‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-28‬وﺿﻌﻴﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ )ﻣﻮرد ‪(1‬‬

‫‪ 153/14‬‬ ‫‪‬‬

‫‪.‬‬ ‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﻣﻲﺑﺎﻳﺴﺖ ﻣﻘﺪار ‪ CR 2‬اﻓﺰاﻳﺶ ﻳﺎﺑﺪ ‪= 3/82‬‬
‫‪ 39/86‬‬ ‫‪‬‬

‫

‬
‫اﻳﻦ ﺗﻐﻴﻴﺮ ﺑﺎﻋﺚ ﻣﺘﻮازن ﺷﺪن ﻗﺎﻋﺪه ﺣﺪاﻗﻞ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز )ﻳﺎ ‪ CR‬ﺑﺮاﺑﺮ( و در ﻃﻮﻻﻧﻲ ﻣﺪت‪ ،‬ﻣﺼﺮف‬
‫ﺑﻴﺸﺘﺮ ﺗﻮان ﻣﻲﮔﺮدد‪ .‬ﺑﺮاي رﺳﻴﺪن ﺑﻪ ﺟﻮاب ﺑﺎﻻ‪ ،‬اﻓﺘﻬﺎي ﻓﺸﺎر ﺧﻨﻚ ﻛﻨﻨﺪه را ﺑﻪ دو ﻗﺴﻤﺖ ﺗﻘﺴﻴﻢ‬
‫ﻧﻤﻮده و ﻣﻘﺎدﻳﺮ ‪ CR‬را ﺑﻪ ﻧﺴﺒﺘﻬﺎي ﻣﺴﺎوي اﻓﺰاﻳﺶ داد‪ ،‬ﻛﻪ اﻳﻦ ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت در زﻳﺮ آﻣﺪه اﺳﺖ‪:‬‬

‫‪∆P 5‬‬
‫‪= = 2/5 psi‬‬
‫‪2 2‬‬

‫‪86,44 + 5,2 = 36,47 psia‬‬

‫ﻣﻄﺎﺑﻖ ﺷﻜﻞ )‪ ،(4-29‬ﻧﺴﺒﺖ ﺗﺮاﻛﻢ ﺟﺪﻳﺪ ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪47/36‬‬
‫= ‪CR‬‬ ‫‪= 3/61‬‬
‫‪13/14‬‬

‫ﻛﻪ در اﻳﻦ وﺿﻌﻴﺖ ﻣﺸﻜﻞ ﻗﺒﻠﻲ رﻓﻊ ﮔﺮدﻳﺪه اﺳﺖ‪.‬‬

‫ﺷﻜﻞ ‪ .4-29‬وﺿﻌﻴﺖ ﺳﻴﺴﺘﻢ )ﻣﻮرد ‪(2‬‬

‫ﻓﺮض ﻧﻤﺎﻳﻴﺪ در ﻣﺤﺪودة ﻓﻮق ﻫﻴﭽﮕﻮﻧﻪ ﺗﻐﻴﻴﺮي در ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﺑﻮﺟﻮد ﻧﻤﻲآﻳﺪ‪ .‬ﺟﻬﺖ ﺗﻌﻴﻴﻦ‬
‫دﻣﺎي دﻫﺶ و ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻄﺎﺑﻖ رواﺑﻂ زﻳﺮ ﻋﻤﻞ ﻣﻲﮔﺮدد‪:‬‬

‫‪Ti‬‬ ‫‪k −1‬‬

‫‪= (CR‬‬ ‫‪1‬‬ ‫)‬ ‫‪k‬‬
‫‪Ts‬‬

‫‪Ti‬‬ ‫‪1/26 − 1‬‬

‫‪= (3/61‬‬ ‫)‬ ‫‪1/26‬‬ ‫‪= 691 o R = 231 o F‬‬
‫‪460 + 70‬‬

‫

‬
 ‫و ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دوم ‪:‬‬
‫‪TD‬‬ ‫‪k −1‬‬
‫‪= (CR‬‬ ‫) ‪2‬‬ ‫‪k‬‬
‫‪Ti‬‬

‫‪TD‬‬ ‫‪1/26 − 1‬‬

‫=‬ ‫) ‪(3/61‬‬ ‫‪1/26‬‬ ‫‪= 723 o R = 263 o F‬‬
‫‪95 + 460‬‬

‫وﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز‪:‬‬

‫‪k‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬ ‫‪‬‬
‫‪− W1 = 0.0857.‬‬ ‫‪.Ts .(CR 1 ) k − 1‬‬
‫‪k −1 1 ‬‬ ‫‪‬‬

‫‪1/26 −1‬‬
‫‪× 530 (3/61) 1/26 − 1‬‬
‫‪1/26‬‬
‫* ‪− W = 0/0857‬‬
‫‪1/26 − 1‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪− W1 = 67HP/1MMSCFD‬‬

‫ﻣﻘﺪار ﻛﻞ ﺗﻮان ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر اول ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪− W 1T = 67 × 40 = 2680 HP‬‬

‫ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دوم ﺑﻪ روش زﻳﺮ ﻣﺤﺎﺳﺒﻪ ﻣﻲﺷﻮد‪:‬‬

‫‪k‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪k −1‬‬ ‫‪‬‬

‫‪− W2 = 0.0857.‬‬ ‫‪.Ts .(CR 2 ) k − 1‬‬
‫‪k −1 2 ‬‬ ‫‪‬‬

‫‪1/26 − 1‬‬
‫‪1/26‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬
‫* ‪− W = 0/0857‬‬ ‫‪× 555  (3/61 ) 1/26 − 1‬‬
‫‪1/26 − 1‬‬ ‫‪‬‬ ‫‪‬‬

‫‪− W2 = 70/16HP/1MMSCFD‬‬

‫ﻣﻘﺪار ﻛﻞ ﺗﻮان ﺑﺮاي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر دوم ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪− W 2T = 70/16 × 40 = 2806 HP‬‬

‫

‬
‫)ﺗﻮان ﺑﺎﻻﺗﺮ ﻧﺎﺷﻲ از دﻣﺎي ﮔﺎز ورودي ﺑﺎﻻﺗﺮ ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ( و ﻧﻬﺎﻳﺘﺎً ﺗﻮان ﻛﻞ ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز ﺑﺮاي ﺳﻴﺴﺘﻢ ﻋﺒﺎرت‬
‫اﺳﺖ از‪:‬‬
‫‪− W T = ( − W T1 ) + (- W T2 ) = 2680+ 2806 = 5486 HP‬‬
‫ﺑﺎﻳﺪ ﺗﻮﺟﻪ داﺷﺖ ﻛﻪ ﻣﻘﺪار ﺑﺎزدﻫﻲ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ و ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي در ﻣﺤﺎﺳﺒﺔ ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر‪ ،‬ﺑﺮاﺑﺮ‬
‫ﻳﻚ ﻓﺮض ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬اﻳﻦ ﻓﺮض ﺧﺼﻮﺻﺎً درﻣﻮرد ﺑﺎزدﻫﻲ آدﻳﺎﺑﺎﺗﻴﻚ ﺳﺒﺐ وارد ﺷﺪن ﺧﻄﺎ در ﻣﺤﺎﺳﺒﺎت‬
‫ﻣﻲﺷﻮد‪ .‬ﺑﺮاي ﻣﻨﻈﻮر ﻧﻤﻮدن اﺛﺮ ارﺗﻔﺎع ﺑﺮ ﺗﻮان ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻣﻲﺗﻮان ﺑﺎ اﺳﺘﻔﺎده از ﻣﻌﺎدﻟﺔ ‪ 4-3 5‬ﺗﻮان ﻣﻮرد‬
‫ﻧﻴﺎز را ﺑﻪ اﻳﻦ ﺻﻮرت اﺻﻼح ﻧﻤﻮد‪.‬‬

‫‪−h‬‬
‫× در ﺳﻄﺢ درﻳﺎ )‪ = (HP‬در ارﺗﻔﺎع ‪(HP) h‬‬ ‫‪10‬‬ ‫‪62900‬‬

‫و ﻳﺎ ﻣﻲﺗﻮان ﮔﻔﺖ ﻛﻪ در اﻳﻦ ارﺗﻔﺎع ﺑﻪ ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز )‪ (GHP‬ﺑﺎﻻﺗﺮي ﺑﺮاي اﻧﺠﺎم ﻫﻤﺎن ﻛﺎر‪ ،‬ﻧﻴﺎز‬
‫ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ‪ .‬در ارﺗﻔﺎع ‪ ،3000 ft‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺼﺤﻴﺢ ﺑﻪ ﺻﻮرت زﻳﺮ اﻋﻤﺎل ﻣﻲﮔﺮدد‬
‫‪− 3000‬‬
‫‪10‬‬ ‫‪62900‬‬ ‫‪= 0/896‬‬

‫ﺑﻨﺎﺑﺮاﻳﻦ‪ ،‬ﺗﻮان ﻣﻮرد ﻧﻴﺎز در اﻳﻦ ارﺗﻔﺎع ﺑﺮاﺑﺮ اﺳﺖ ﺑﺎ‪:‬‬

‫‪5486‬‬
‫‪= 6123‬‬ ‫‪HP‬‬
‫‪0/896‬‬

‫ﭘﺎﻳﺎن‬

‫
‬ ‫
‬
‫ﺷﻜﻞ ‪ .3 -3‬ﺿﺮﻳﺐ ﺗﺮاﻛﻢﭘﺬﻳﺮي ﺑﺮاي ﮔﺎزﻫﺎي ﻃﺒﻴﻌﻲ‬

‫
‬ ‫
‬
‫ﻧﻤﺎي ﻇﺎﻫﺮي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر رﻓﺖ و ﺑﺮﮔﺸﺘﻲ ﺑﺎ ﻣﺨﺎزن ﻧﻮﺳﺎن ﮔﻴﺮ ورودي و ﺧﺮوﺟﻲ‬

‫
‬ ‫
‬
‫ﺑﺮش ﻳﻚ ﻧﻤﻮﻧﻪ ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺟﺮﻳﺎن ﻣﺤﻮري ﭼﻨﺪ ﻣﺮﺣﻠﻪ اي )‪(Rolls-Royce, 1992‬‬

‫ﺑﺮش ﻳﻚ ﻧﻤﻮﻧﻪ ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي‬

‫
‬ ‫
‬
‫ﻧﻤﺎي ﻇﺎﻫﺮي ﻣﺤﻮر ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﻫﻮا و ﺗﻮر ﺑﻴﻦ ﻗﺪرﺗﻲ ﻓﺸﺎر ﺑﺎﻻي ﺗﻮرﺑﻴﻦ ﮔﺎزي‬

‫ﻧﻤﺎي ﻛﻤﭙﺮﺳﻮر ﺟﺮﻳﺎن ﻣﺤﻮري‬

‫
 
‬