Uzun süreli bir Ay üssünün yalnızca elektrik üretmesi yeterli değildir. Yaşam destek birimleri, bilimsel cihazlar, elektronik sistemler ve hassas çalışma alanları için kesintisiz soğutma da gerekir. Dünya’daki tesislerden farklı olarak Ay yüzeyinde atmosfer bulunmadığından atık ısı hava veya suyla taşınamaz; yalnızca radyatörler aracılığıyla uzaya yayılabilir. Üstelik radyatörün karşılaştığı eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığı Ay gündüzü boyunca yaklaşık 90 K’den 325 K’ye kadar değişebilir. Bu geniş aralık, düşük sıcaklıkta çok verimli çalışan bir çevrimin Ay öğlesinde performansını kaybetmesine veya soğutmayı tamamen durdurmasına yol açabilir.

Araştırmacılar bu problem için güç üretimi ile soğutmayı aynı enerji zincirinde birleştiren yedi sistem geliştirmiştir. Sistemler; organik Rankine çevrimi, transkritik CO₂ Rankine çevrimi ve kapalı Brayton çevriminin buhar sıkıştırmalı, ejektörlü veya absorpsiyonlu soğutma çevrimleriyle farklı biçimlerde eşleştirilmesine dayanmaktadır. Karşılaştırma yalnızca elektrik ve soğutma miktarıyla sınırlı tutulmamış; ekserji verimi, enerji kullanım faktörü, soğutma performans katsayısı, radyatör alanı, ısı eşanjörü alanı ve türbin çıkışındaki hacimsel debi de değerlendirilmiştir.

100 kW ısıl giriş ve 100 K eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığındaki tasarım noktasında, R600a kullanan organik Rankine–buhar sıkıştırmalı soğutma sistemi yüzde 73,2 enerji kullanım faktörü ve 6,30 soğutma performans katsayısıyla en yüksek soğutma odaklı performansı vermiştir. Organik Rankine–ejektörlü soğutma sistemi 18,9 kW ile en yüksek net elektrik üretimine ve en basit yapıya ulaşmıştır. Transkritik CO₂ Rankine–buhar sıkıştırmalı sistem ise yüzde 56,5 ile en yüksek ekserji verimini sağlamıştır.

Tasarım noktası sonuçları tek başına nihai seçimi belirlememiştir. Ay gündüzündeki 90–325 K sıcaklık değişimi altında organik Rankine–buhar sıkıştırmalı sistemin enerji kullanım faktörü yüksek sıcaklıkta yüzde 37,3’e kadar düşmüştür. Ejektörlü sistemde eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığı 309 K’yi aştığında ejektörün emişi sona ermiş ve soğutma kapasitesi sıfıra inmiştir. Transkritik CO₂ sistemi ise türbin giriş ve çıkış basınçlarını birlikte yükselterek 325 K’de yüzde 58,5 enerji kullanım faktörünü ve 47,5 kW soğutma kapasitesini korumuştur. Bu nedenle çalışma, Ay gündüzü boyunca en dayanıklı teknik rota olarak transkritik CO₂ Rankine–buhar sıkıştırmalı sistemi seçmektedir.

Sonuçlar gerçek bir Ay üssü prototipinden değil, termodinamik modeller ve yarı kararlı simülasyonlardan elde edilmiştir. Isı kayıpları, basınç düşümleri, donanım geçiş dinamikleri, Ay tozu, radyasyon hasarı ve iki fazlı akışın mikro yerçekimindeki ayrıntıları hesaba katılmamıştır. Faz değişimli ısı depolama biriminin giriş ısısını 100 kW’ta sabit tuttuğu varsayılmış, ancak bu depolama sisteminin kütlesi ve kapasitesi ayrıca boyutlandırılmamıştır.

Araştırmanın temel problemi nedir?

Ay üssünde enerji üretimi ve ısıl kontrol birbirinden bağımsız tasarlanırsa iki önemli sorun ortaya çıkar. Birincisi, güç çevriminden çıkan kullanılabilir sıcaklıktaki atık ısı doğrudan uzaya atılarak enerji potansiyelinin bir bölümü kaybedilir. İkincisi, soğutma sistemi ayrı bir elektrik yükü oluşturur ve güç üretim sisteminin kurulması gereken kapasiteyi büyütür.

Bu çalışmada amaç, güç üretim çevriminden çıkan mekanik iş, basınç potansiyeli veya atık ısıyı doğrudan soğutma çevrimine aktararak kademeli enerji kullanımı sağlamaktır. Araştırmanın üç ana sorusu bulunmaktadır:

• Ay koşullarında hangi güç üretimi–soğutma eşleştirmesi tasarım noktasında en yüksek performansı verir?
• Farklı bağlantı mekanizmaları için hangi çalışma akışkanı termodinamik performans ile donanım kompaktlığı arasında en iyi dengeyi sağlar?
• Seçilen sistemler, Ay gündüzünde radyatör sınır sıcaklığı 90 K’den 325 K’ye yükselirken soğutma ve elektrik üretimini ne ölçüde koruyabilir?

Ay ortamı neden Dünya’daki enerji sistemlerinden farklıdır?

Ay yüzeyindeki yüksek vakum, konvektif ısı transferini ortadan kaldırır. Bir sistemin ürettiği atık ısı, esas olarak kızılötesi ışınım yoluyla derin uzaya gönderilmelidir. Radyatör alanı şu temel ilişkiye göre belirlenmektedir:

\[ A_{\mathrm{rad}}= \frac{Q_{\mathrm{rad}}} {\varepsilon\sigma \left(T_{\mathrm{rad,avg}}^{4}-T_{s}^{4}\right)} \]

• A_rad: Gerekli radyatör alanıdır ve m² cinsindedir.
• Q_rad: Radyatörün uzaya atması gereken ısıdır ve kW cinsindedir.
• ε: Radyatör yüzeyinin kızılötesi yayma katsayısıdır.
• σ: Stefan–Boltzmann sabitidir; 5,6704 × 10⁻⁸ W/(m²·K⁴).
• T_rad,avg: Radyatörün ortalama yüzey sıcaklığıdır.
• T_s: Radyatörün karşılaştığı eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığıdır.

T_s yükseldiğinde T_rad,avg⁴ − T_s⁴ farkı küçülür. Aynı ısıyı atabilmek için radyatör alanının veya radyatör çalışma sıcaklığının artırılması gerekir. Bu nedenle Ay öğlesi, yalnızca sıcak yüzey nedeniyle değil, radyatörün net ışınım kapasitesini düşürdüğü için sistemlerin en zor çalışma koşuludur.

Eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığı nasıl hesaplanmıştır?

Model; Ay yüzeyinden gelen kızılötesi ışınımı, doğrudan Güneş ışınımını, Ay yüzeyinden yansıyan Güneş ışığını ve derin uzay arka planını tek bir eşdeğer sıcaklıkta birleştirmektedir:

\[ T_{s}= \left[ F_{1}T_{m}^{4} + \frac{G_{s}}{\sigma} \frac{\alpha_{s}}{\varepsilon} \cos\theta_{1}(1+aF_{1}) + T_{\mathrm{space}}^{4} \right]^{1/4} \]

• F₁: Radyatörün Ay yüzeyine görüş faktörüdür.
• T_m: Ay yüzeyi sıcaklığıdır.
• G_s: Ay yörüngesindeki Güneş sabitidir; çalışmada 1367 W/m² kullanılmıştır.
• α_s: Radyatörün Güneş ışınımını soğurma katsayısıdır.
• θ₁: Güneş zenit açısıdır.
• a: Ay yüzeyinin albedosudur; temel hesapta 0,07 alınmıştır.
• T_space: Derin uzay arka plan sıcaklığıdır.

Radyatör, derin uzaya bakan yatay bir yüzey olarak seçilmiş ve Ay yüzeyine görüş faktörünün mümkün olduğunca küçültülmesi amaçlanmıştır. Çalışmanın 15. sayfasındaki grafik, 29,5 Dünya günü süren sinodik çevrimde yüzey sıcaklığının gündüz yaklaşık sinüzoidal biçimde yükseldiğini, 14,75’inci Dünya gününden sonra Ay gecesinde yaklaşık 90–100 K düzeyine indiğini göstermektedir.

Ay gündüzü yüzey sıcaklığı için kullanılan yaklaşım:

\[ T_{m}=90+ 275\sin^{0.55} \left(\frac{\pi D_{a}}{14.75}\right) \]

biçimindedir. D_a, Dünya günü cinsinden Ay zamanıdır. Tasarım dışı analizde radyatörün eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığı doğuş ve batış çevresinde 90 K, Ay öğlesinde 325 K olarak uygulanmıştır.

Yedi birleşik sistem nasıl oluşturulmuştur?

Çalışmanın 10. sayfasındaki Şekil 1, yedi sistemin akış şemalarını aynı tabloda göstermektedir. Sistemler üç farklı enerji bağlantı mekanizmasına ayrılmıştır.

Mekanik mil bağlantısı nasıl çalışmaktadır?

Sys 1 ve Sys 2’de güç çevriminin türbini ile buhar sıkıştırmalı soğutma çevriminin kompresörü aynı mekanik mil üzerindedir. Türbinin ürettiği işin bir bölümü doğrudan kompresöre aktarılır; böylece elektrik üretimi, motor ve tekrar mekanik işe dönüşüm aşamalarındaki kayıplar önlenir.

Bu bağlantının avantajı kısa enerji aktarım yolu ve yüksek soğutma performansıdır. Dezavantajı, türbin ile kompresörün çalışma noktalarının aynı mil hızı ve güç dengesi altında eşleştirilmesi zorunluluğudur. Radyatör sıcaklığındaki değişim türbinin geri basıncını ve kompresörün yoğuşma basıncını aynı anda değiştirdiği için tasarım dışı kontrol kritik hâle gelir.

Akışkan–iş bağlantılı ejektör sistemi nasıl çalışmaktadır?

Sys 3 ve Sys 4’te soğutma çevrimi mekanik kompresör kullanmaz. Güç çevriminin yüksek basınçlı akışkanının bir bölümü ejektörün ana akışı olarak nozula gönderilir. Nozulda basınç enerjisi hıza dönüştürülerek düşük basınç bölgesi oluşturulur. Bu bölge evaporatörden gelen ikincil soğutucu akışını emer.

Ejektörün emme oranı:

\[ \mu=\frac{\dot m_{\mathrm{sf}}} {\dot m_{\mathrm{pf}}} \]

ile tanımlanmaktadır. Burada ṁ_sf emilen ikincil akışın, ṁ_pf ise ana akışın kütlesel debisidir.

Çalışma, ejektörü nozul, emiş odası, karışım odası ve difüzör olarak dört bölgeye ayıran tek boyutlu sabit basınçlı karışım modeliyle hesaplamıştır. Ana ve ikincil akımların momentumları karışım odasında birleşmekte, difüzörde hız basınca dönüştürülmektedir.

Hareketli parçanın bulunmaması, ejektör sistemini tozlu ve bakım imkânı sınırlı Ay ortamı için çekici kılmaktadır. Ancak ejektörün çalışması belirli bir ana akış basıncı ile geri basınç oranına bağlıdır. Bu oran kritik sınırı geçtiğinde şok dalgası nozul yönüne ilerlemekte ve ikincil akışın emilmesi durmaktadır.

Isıl bağlantılı absorpsiyon sistemleri nasıl çalışmaktadır?

Sys 5–7, kompresör yerine NH₃–H₂O absorpsiyon çevrimi kullanmaktadır. Güç çevriminden çıkan sıcak akışkan önce absorpsiyon çevriminin jeneratörüne girerek amonyağın çözeltiden ayrılmasını sağlar. Böylece düşük nitelikli atık ısı soğutma üretiminde kullanılır.

Bu yaklaşım yüksek nitelikli elektrik veya mil işi tüketimini azaltır ve radyatöre gönderilecek toplam ısı yükünü daha yüksek sıcaklıklarda birleştirebilir. Buna karşılık jeneratör, absorber, çözelti ısı eşanjörü, doğrultucu, pompa ve ek borulama gerektirir. Çalışmanın alan hesapları, radyatör küçülmesine rağmen toplam ısı eşanjörü alanının ciddi biçimde büyüdüğünü göstermiştir.

Termodinamik bileşenler nasıl modellenmiştir?

Türbin gücü:

\[ W_{\mathrm{tur}}= \dot m_{\mathrm{tur}} (h_{\mathrm{tur,in}}-h_{\mathrm{tur,out}}) \]

kompresör tüketimi:

\[ W_{\mathrm{com}}= \dot m_{\mathrm{com}} (h_{\mathrm{com,out}}-h_{\mathrm{com,in}}) \]

ve pompa tüketimi:

\[ W_{\mathrm{pump}}= \dot m_{\mathrm{pump}} (h_{\mathrm{pump,out}}-h_{\mathrm{pump,in}}) \]

ile hesaplanmıştır. Türbin, kompresör ve pompalar adyabatik kabul edilmiş; temel karşılaştırmada izentropik verimleri 0,85 alınmıştır.

Bir ısı eşanjörü için enerji dengesi:

\[ Q_{\mathrm{hex}} = \dot m_{h}(h_{h,\mathrm{in}}-h_{h,\mathrm{out}}) = \dot m_{l}(h_{l,\mathrm{out}}-h_{l,\mathrm{in}}) \]

şeklindedir. Isı transferinin fiziksel olarak mümkün kalması için sıkışma noktası sıcaklık farkına alt sınır uygulanmıştır. Genel karşılaştırmada 10 K, bazı çözüm dallarında en az 5 K koşulu kullanılmıştır.

Modelin temel kabulleri nelerdir?

• Her çalışma noktası kararlı durum olarak çözülmüştür.
• Çevreye olan ısı kayıpları ihmal edilmiştir.
• Boru ve bileşen basınç düşümleri ihmal edilmiştir.
• Ejektör nozulu dışındaki kinetik ve potansiyel enerji değişimleri ihmal edilmiştir.
• Isı eşanjörlerinde yeterli ve anlık ısı transferi olduğu kabul edilmiştir.
• Kısılma vanaları izentalpik kabul edilmiştir.
• Türbin, kompresör ve pompa izentropik verimleri sabit tutulmuştur.
• Türbin genişlemesi, ıslaklık oluşmasını önlemek için bölümlere ayrılarak hesaplanmıştır.
• NH₃–H₂O çevriminde ideal doğrultma kabul edilmiş ve jeneratörden çıkan buhar saf doymuş amonyağa eşitlenmiştir.

Bu kabuller sistem topolojilerini ortak bir hesap ortamında karşılaştırmayı kolaylaştırmaktadır. Ancak gerçek donanımdaki basınç kayıpları, kısmi yük verim değişimleri, ısı eşanjörü sonlu dinamikleri ve iki fazlı akış kararsızlıkları modelde yer almamaktadır.

Enerji, ekserji ve kompaktlık hangi göstergelerle değerlendirilmiştir?

Isıl verim

\[ \eta_{\mathrm{th}}= \frac{W_{\mathrm{net}}}{Q_{\mathrm{in}}} \]

Net elektrik üretiminin toplam ısıl girişe oranıdır.

Soğutma performans katsayısı

Buhar sıkıştırmalı çevrim için:

\[ COP_{\mathrm{VCR}}= \frac{Q_{\mathrm{cool}}}{W_{\mathrm{com}}} \]

absorpsiyon çevrimi için:

\[ COP_{\mathrm{AR}}= \frac{Q_{\mathrm{cool}}} {Q_{\mathrm{gen}}+W_{P}} \]

kullanılmıştır. Ejektörlü çevrimin COP tanımı, tüm sisteme verilen ısıya dayanmaktadır. Bu nedenle VCR, ERC ve AR için verilen COP değerleri farklı sürücü enerji biçimlerine dayanır; doğrudan aynı fiziksel girdinin oranları olarak okunmamalıdır.

Ekserji verimi

\[ \eta_{\mathrm{ex}}= \frac{W_{\mathrm{net}}+Ex_{\mathrm{cool}}} {Ex_{\mathrm{in}}} \]

Elektriğin ve soğutmanın kullanılabilir enerji niteliğini birlikte ölçmektedir. Soğutma ısısının tamamı elektrikle aynı nitelikte kabul edilmez; sıcaklık düzeyine bağlı ekserjisi kullanılmaktadır.

Enerji kullanım faktörü

\[ EUF= \frac{W_{\mathrm{net}}+Q_{\mathrm{cool}}} {Q_{\mathrm{in}}} \]

Toplam ısıl girdinin elektrik ve faydalı soğutma olarak ne kadar değerlendirildiğini gösterir. EUF, enerji miktarını ölçer; enerji kalitesini ekserji verimi kadar ayrıntılı ayırmaz.

Özgül radyatör alanı

\[ SRA= \frac{A_{\mathrm{rad}}} {W_{\mathrm{net}}+Q_{\mathrm{cool}}} \]

Bir kW toplam faydalı çıkış başına gereken radyatör alanıdır.

Özgül ısı eşanjörü alanı

\[ SHEA= \frac{A_{\mathrm{hex,tot}}} {W_{\mathrm{net}}+Q_{\mathrm{cool}}} \]

Sistemdeki bütün ısı eşanjörlerinin toplam alanını faydalı çıkışa oranlar.

Türbin çıkışı hacimsel debisi

\[ VFR=\dot m_{\mathrm{ORC,out}}v_{\mathrm{out}} \]

Akışkanın türbin çıkışındaki kütlesel debisi ile özgül hacminin çarpımıdır. Büyük VFR; daha geniş türbin son kademesi, egzoz kanalı ve boru çapı gerektirir.

Ortak tasarım sınırları nelerdir?

CO₂ çevrimlerinin 823 K, organik çevrimlerin 573 K üst sıcaklıkta değerlendirilmesi çalışma akışkanlarının termal kararlılık sınırlarına dayandırılmıştır. Bu seçim mühendislik bakımından anlamlıdır; ancak sistemler aynı üst sıcaklıkta karşılaştırılmadığından yüksek sıcaklıktaki CO₂ çevrimlerinin ekserji avantajında izin verilen sıcaklık düzeyi de rol oynamaktadır.

Altı organik çalışma akışkanı nasıl taranmıştır?

ORC tabanlı sistemler için R245fa, R123, R1233zd, toluen, bütan ve R600a değerlendirilmiştir. Aynı akışkanın bütün bağlantı türlerinde en iyi olmadığı görülmüş ve her sistem için ayrı seçim ölçütü uygulanmıştır.

ORC–VCR için R600a neden seçilmiştir?

ORC–VCR’de temel sorun türbin çıkışındaki hacimsel debi ve yoğuşma basıncıdır. Toluen en yüksek net güce ve düşük radyatör alanına ulaşmasına rağmen 280 K’de yaklaşık 1,3 kPa yoğuşma basıncı ve 4500 L/s türbin çıkışı hacimsel debisi üretmiştir. Bu değer R600a’nın yaklaşık 80 katıdır ve türbin ile egzoz hattını büyütmektedir.

Bütan termodinamik olarak R600a’dan biraz daha iyi olmakla birlikte yaklaşık 78 L/s hacimsel debiye ve 105 kPa doymuşluk basıncına sahiptir. R600a yaklaşık 55 L/s hacimsel debi, 185 kPa pozitif basınç ve bütandan yalnızca yüzde 3,2 daha düşük soğutma kapasitesi sağlamıştır. Bu nedenle R600a, termodinamik performans ile donanım kompaktlığı arasında en dengeli seçenek olarak belirlenmiştir.

ORC–ERC için R1233zd neden seçilmiştir?

Ejektörlü sistemde akışkanın yalnızca türbin performansı değil, nozul çıkışındaki hız, ses hızı, şok kayıpları ve ikincil akışı sürükleme kapasitesi de önemlidir.

R123 yüzde 48,1, R1233zd ise yüzde 47,3 ekserji verimine ulaşmıştır. R123 biraz daha yüksek soğutma ve güç üretmesine rağmen türbin çıkışı hacimsel debisi R1233zd’den yüzde 30,6 daha yüksektir. R1233zd’nin nozul genişlemesindeki uygun davranışı ve daha düşük izentropik üssü, kararlı süpersonik akış ile daha iyi sürükleme oranı sağlamıştır. Bu nedenle küçük performans kaybı karşılığında daha kompakt R1233zd seçilmiştir.

ORC–AR için R1233zd neden seçilmiştir?

Absorpsiyon çevriminin amonyak ayırabilmesi için ORC’nin 370 K civarında yoğuşması gerekmektedir. Toluen bu sıcaklıkta yüksek net güç üretmesine karşın yaklaşık 67,5 kPa yoğuşma basıncı ve 1170 L/s hacimsel debi oluşturmuştur.

Bütan 2,25 MPa, R600a ise 2,71 MPa yoğuşma basıncına ulaşarak boru ve ısı eşanjörü duvar kalınlığını artırmaktadır. R1233zd yaklaşık 1,17 MPa yoğuşma basıncı, orta düzey hacimsel debi ve R245fa’dan 7,8 kW daha fazla mil gücü sağlamıştır. Bu nedenle ısıl bağlantılı ORC–AR sistemi için de R1233zd seçilmiştir.

Model doğrulaması nasıl yapılmıştır?

Yedi sistemin bütünleşik yapısı deneyle doğrulanmamıştır. Bunun yerine güç ve soğutma alt modelleri, yayımlanmış bağımsız hesaplamaların çalışma noktalarıyla karşılaştırılmıştır.

29. sayfadaki doğrulama grafiklerinde mevcut modelin literatür eğrilerini yakın biçimde izlediği görülmektedir. Bu karşılaştırmalar temel termodinamik denklemlerin makul sonuç verdiğini desteklemektedir. Bununla birlikte doğrulama farklı kaynaklardan alınmış ayrı alt sistemlere aittir; yedi birleşik konfigürasyonun tamamını, Ay radyatörünü ve tasarım dışı kontrol mekanizmasını birlikte doğrulamamaktadır.

Tasarım noktasında hangi sistemler öne çıkmıştır?

100 K eşdeğer ısı kuyusu sıcaklığı ve 100 kW ısıl girişte üç farklı üstünlük ortaya çıkmıştır.

Sys 1: ORC–VCR

• En yüksek soğutma kapasitesi
• EUF: %73,2
• COP: 6,30
• Yaşam destek ve kabin soğutmasının baskın olduğu görevler için güçlü tasarım noktası

R600a’nın yüksek gizli ısısı ve sıvı pompasının düşük enerji tüketimi, düşük yoğuşma sıcaklığında güçlü performans sağlamıştır.

Sys 2: tRC–VCR

• Ekserji verimi: %56,5 ile en yüksek değer
• Tasarım noktası EUF: yaklaşık %65,2
• Yüksek yoğunluklu CO₂ nedeniyle görece kompakt türbin ve ısı eşanjörleri

Transkritik ısı alma sürecinde akışkan sıcaklığının sürekli değişmesi, güneş kolektörünün ısı bırakma eğrisiyle daha iyi sıcaklık eşleşmesi oluşturmuş ve ekserji yıkımını azaltmıştır.

Sys 3: ORC–ERC

• Net elektrik gücü: 18,9 kW ile en yüksek değer
• COP: yalnızca 0,52
• En basit sistem yapısı
• En düşük özgül ısı eşanjörü alanı

Kompresör bulunmadığından türbin işinin büyük bölümü net elektriğe dönüşmektedir. Buna karşılık ejektördeki şok, karışım ve momentum aktarımı kayıpları soğutma performansını sınırlamaktadır.

Absorpsiyon sistemleri neden elenmiştir?

Sys 5–7, güç çevriminin atık ısısını kullanarak özgül radyatör alanını 8,9–9,3 m²/kW aralığına düşürmüştür. Buna karşılık jeneratör, absorber, çözelti ısı eşanjörü ve doğrultucu nedeniyle özgül toplam ısı eşanjörü alanları 25,5–28,0 m²/kW’a yükselmiştir.

Çalışma, düşük radyatör alanına rağmen toplam ısı değiştirici alanındaki artışın Ay’a taşınacak kütle ve hacim bakımından kabul edilemez olabileceğini değerlendirmiştir. Sys 4 ise iki kompresörlü karmaşık yapısı ve Sys 1–3’ten daha yüksek alan ihtiyacı nedeniyle elenmiştir.

Ay gündüzü tasarım dışı analizi nasıl yapılmıştır?

Ay gündüzü 14,8 Dünya günlük bir süreç olarak çok sayıda kararlı çalışma noktasına ayrılmıştır. Bu yaklaşım “yarı kararlı” analizdir: Her sıcaklık noktası bağımsız bir kararlı durum olarak çözülmüş, sıcaklığın zamana bağlı değişiminden kaynaklanan gerçek geçiş dinamikleri modellenmemiştir.

Faz değişimli ısıl depolama biriminin Güneş ışınımındaki değişimi yumuşattığı ve bütün gündüz boyunca güç çevrimine 100 kW sabit ısı verdiği kabul edilmiştir. Böylece sistem performansındaki değişimin esas olarak T_s yükselişinden kaynaklandığı varsayılmıştır.

Sys 1 Ay öğlesinde neden ciddi performans kaybetmiştir?

R600a, kritik noktanın altındaki doymuşluk bölgesinde çalışmaktadır. Bu bölgede yoğuşma sıcaklığı ve yoğuşma basıncı birbirine bağlıdır. T_s yükseldiğinde radyatör sıcaklığı ve R600a yoğuşma basıncı hızla artmaktadır.

Yükselen türbin çıkış basıncı:

• Türbin basınç oranını azaltır.
• Türbinden elde edilen entalpi düşüşünü küçültür.
• Kompresörün çalışması için gereken basıncı yükseltir.
• Türbin giriş sıcaklığı akışkanın kararlılık sınırıyla kısıtlandığı için telafi edilemez.

Sonuçta Sys 1’in EUF değeri T_s = 100 K’de yüzde 73,2 iken 325 K’de yüzde 37,3’e düşmüştür. Çalışma bunu yaklaşık yüzde 49 performans bozulması olarak vermektedir.

Sys 3’ün soğutması neden tamamen durmuştur?

T_s yükseldikçe ejektörün çıkışındaki geri basınç artmaktadır. Geri basınç oranı kritik değeri geçtiğinde karışım odasındaki normal şok dalgası nozul boğazına doğru ilerler. Nozul çıkışında ikincil akışı çeken düşük basınç bölgesi kaybolur.

T_s 309 K’yi aştığında:

• İkincil soğutucu akışın emilmesi durmuştur.
• Soğutma kapasitesi sıfıra inmiştir.
• Sistem zayıf elektrik üreten bağımsız bir ORC’ye dönüşmüştür.
• EUF yaklaşık yüzde 11,2’ye düşmüştür.

Sys 3 ayrıca 40 kW’ın altındaki ısıl girişte yeterli ana akış basıncı oluşturamadığı için ejektörü çalıştıramamıştır.

Sys 2 neden daha dayanıklıdır?

Transkritik CO₂ çevriminde sıcaklık ile basınç, organik akışkanın doymuşluk eğrisindeki kadar katı biçimde bağlı değildir. Sistem, radyatör koşulu değiştiğinde türbin çıkış basıncını ve pompa aracılığıyla türbin giriş basıncını bağımsız olarak düzenleyebilir.

Her T_s değeri için EUF’nin türbin çıkış basıncına göre bir maksimumu bulunmaktadır:

• T_s = 150 K’de optimum çıkış basıncı yaklaşık 7,0 MPa’dır.
• T_s = 280 K’de optimum çıkış basıncı yaklaşık 9,0 MPa’ya yükselir.
• T_s = 325 K’de optimum çıkış basıncı yaklaşık 11,2 MPa’dır.

Düşük T_s koşulunda CO₂ radyatör çıkışında yüksek yoğunluklu sıvı benzeri durumdadır ve düşük çıkış basıncı pompa tüketimini sınırlamaktadır. T_s yükseldiğinde düşük basınçta CO₂ gaz benzeri hâle gelir, özgül hacim ve pompa tüketimi artar. Çıkış basıncının yükseltilmesi akışkan yoğunluğunu artırarak pompanın işini sınırlar.

Çift basınç düzenleme mekanizması nedir?

Çalışmanın 47. sayfasındaki Şekil 16, Ay gündüzü boyunca iki basıncın birlikte değiştirildiğini göstermektedir:

• Türbin giriş basıncı yaklaşık 19,5 MPa’dan 30 MPa’ya çıkar.
• Türbin çıkış basıncı yaklaşık 6,5 MPa’dan 11,2 MPa’ya çıkar.

Çıkış basıncının artırılması CO₂ yoğunluğunu yükseltip pompa tüketimini kontrol ederken, giriş basıncının artırılması türbin öncesindeki basınç potansiyelini büyütür. Böylece çıkış basıncının yükselmesi nedeniyle kaybedilen genişleme oranının bir bölümü geri kazanılır.

T_s 90 K’den 325 K’ye yükselirken:

Pompa ve kompresör tüketimleri belirgin biçimde yükselse de türbin gücündeki artış bu yüklerin büyük bölümünü karşılamıştır. Bu nedenle net güç ve soğutma tamamen çökmemiştir.

Görev yükü değiştiğinde hangi sistem daha esnektir?

Çalışma, soğutma kapasitesinin net elektrik gücüne oranını şu şekilde tanımlamıştır:

\[ CPR= \frac{Q_{\mathrm{cool}}} {W_{\mathrm{net}}} \]

Düşük CPR elektrik öncelikli, yüksek CPR ise soğutma öncelikli görev modunu ifade etmektedir.

Sys 2’nin CPR aralığı Sys 1’in yaklaşık 1,9 katıdır. Sys 3’ün sabit nozul geometrisi, ana ve emilen akış arasındaki momentum aktarımını dar bir çalışma noktasına bağlamaktadır.

Çalışmanın en güçlü sonuçları nelerdir?

• Yedi birleşik güç–soğutma topolojisini aynı Ay sınır koşullarında karşılaştırmaktadır.
• Çalışma akışkanı seçimini yalnızca çevrim verimine değil, türbin hacimsel debisine, basınca ve ekipman alanına bağlamaktadır.
• Her bağlantı mekanizması için farklı akışkan seçilmesi gerektiğini göstermektedir.
• Termodinamik performans ile radyatör ve ısı eşanjörü alanını birlikte değerlendirmektedir.
• Alt sistem modellerini yayımlanmış sonuçlarla karşılaştırarak yüzde 0,052–3,57 aralığında sapmalar bildirmektedir.
• Tasarım noktasında üstün görünen ORC–VCR sisteminin yüksek T_s altında ciddi biçimde zayıfladığını göstermektedir.
• Ejektörlü sistemin 309 K üzerindeki fiziksel çalışma sınırını açıkça ortaya koymaktadır.
• Transkritik CO₂ sistemindeki çift basınç düzenleme mekanizmasını basınç, güç ve soğutma eğrileriyle açıklamaktadır.
• Yalnızca en yüksek verimli sistemi değil, Ay gündüzü boyunca en dayanıklı sistemi seçmektedir.

Çalışmanın başlıca sınırlılıkları nelerdir?

• Çalışma hakem değerlendirmesinden geçmemiş bir preprinttir.
• Sonuçlar deneysel prototip, donanım döngüsü testi veya Ay görevi verisiyle doğrulanmamıştır.
• Yarı kararlı analiz, sıcaklık ve basınç geçişlerinin gerçek zamana bağlı dinamiklerini içermemektedir.
• Kontrol algoritmasının sensörleri, valfleri, aktüatörleri, gecikmeleri ve kararlılığı modellenmemiştir.
• Isı kayıpları ve boru basınç düşümleri ihmal edilmiştir.
• Türbin, kompresör ve pompaların izentropik verimleri bütün çalışma aralığında sabit kabul edilmiştir.
• Isı eşanjörlerinin anlık ve yeterli ısı transferi sağladığı varsayılmıştır.
• Gerçek donanım kütlesi hesaplanmamış; SRA ve SHEA alan tabanlı vekil göstergeler olarak kullanılmıştır.
• Duvar kalınlığı, malzeme yoğunluğu, türbin kütlesi, pompa kütlesi, borulama ve yapısal destekler toplam sistem kütlesine dönüştürülmemiştir.
• Faz değişimli ısıl depolamanın gündüz boyunca 100 kW sabit giriş sağladığı kabul edilmiş; depolama malzemesi, kapasitesi, verimi ve kütlesi boyutlandırılmamıştır.
• Çalışmanın ana tasarım dışı analizi Ay gecesini kapsamamaktadır.
• Ay tozunun radyatör soğurma ve yayma özelliklerini zamanla değiştirmesi hesaba katılmamıştır.
• Uzay radyasyonu, akışkan bozunması, kaçak, sızdırmazlık ve uzun süreli malzeme uyumluluğu incelenmemiştir.
• İki fazlı akışların düşük yer çekimindeki ayrışması, yağ yönetimi ve sıvı dağılımı ayrıntılı olarak modellenmemiştir.
• Ejektör için tek boyutlu sabit basınçlı karışım modeli kullanılmış; üç boyutlu şok yapısı ve viskoz kayıplar çözülmemiştir.
• NH₃–H₂O çevriminde ideal doğrultma kabul edilmiştir.
• Termodinamik özelliklerin hangi yazılım veya veri tabanından alındığı açıkça belirtilmemiştir.
• Parametre belirsizliği, duyarlılık analizi veya Monte Carlo belirsizlik yayılımı sunulmamıştır.
• COP tanımları farklı sürücü enerji biçimlerine dayandığından VCR, ERC ve AR değerleri tamamen eşdeğer göstergeler değildir.
• ORC ile CO₂ çevrimlerinin azami sıcaklıkları farklıdır; bu durum ekserji karşılaştırmasını etkileyebilir.

Çalışma neyi desteklemektedir?

• Ay üssü güç ve soğutma sistemlerinin ortak enerji zinciri içinde tasarlanmasının faydalı olabileceğini desteklemektedir.
• Düşük radyatör sınır sıcaklığında ORC–VCR sisteminin yüksek soğutma performansı sağlayabildiğini göstermektedir.
• Ejektörlü ORC sisteminin az hareketli parçayla yüksek net elektrik üretebildiğini göstermektedir.
• Transkritik CO₂ çevriminin geniş sıcaklık aralığında aktif basınç düzenlemesine uygun olduğunu göstermektedir.
• Tasarım noktasındaki en yüksek performansın, bütün Ay gündüzündeki en dayanıklı tasarım anlamına gelmediğini göstermektedir.
• R600a’nın mekanik bağlantılı ORC–VCR için, R1233zd’nin ejektörlü ve ısıl bağlantılı ORC sistemleri için daha dengeli seçenekler olduğunu göstermektedir.
• Absorpsiyon sistemlerinin radyatör alanını azaltırken toplam ısı eşanjörü alanını büyütebildiğini göstermektedir.
• Sys 2’nin 90–325 K aralığında sürekli elektrik ve soğutma sağlayabildiğini gösteren sayısal sonuçlar sunmaktadır.

Çalışma neyi kanıtlamamaktadır?

• tRC–VCR sisteminin gerçek bir Ay üssünde kesin olarak en düşük toplam kütleye sahip olacağını kanıtlamamaktadır.
• Önerilen çift basınç kontrolünün gerçek donanımda kararlı ve güvenilir çalışacağını göstermemektedir.
• Faz değişimli depolamanın Ay gündüzü boyunca 100 kW sabit ısıyı kabul edilebilir kütleyle sağlayabileceğini kanıtlamamaktadır.
• Ay gecesinde kesintisiz çalışmayı göstermemektedir.
• Radyatörlerin Ay tozu, yüzey yaşlanması ve mikrometeorit etkileri altında aynı performansı koruyacağını göstermemektedir.
• R600a ve R1233zd’nin uzun süreli uzay ortamı güvenliğini deneysel olarak doğrulamamaktadır.
• Ejektörün 309 K sınırının bütün geometriler ve ölçekler için değişmez olduğunu göstermemektedir.
• Alan göstergelerinin doğrudan gerçek sistem kütlesi veya fırlatma maliyetine eşit olduğunu göstermemektedir.
• Alt sistem doğrulamalarının bütünleşik Ay üssü sistemini deneysel olarak doğruladığı anlamına gelmemektedir.

Türkiye açısından bilimsel ve mühendislik değeri nedir?

Çalışma Türkiye’deki uzay sistemleri, termodinamik çevrimler, radyatif ısı kontrolü ve küçük modüler enerji sistemleri araştırmaları için uygulanabilir bir yöntem çerçevesi sunmaktadır. Ay üssü özelinde geliştirilen karşılaştırma yaklaşımı; yüksek irtifa platformları, uydular, derin uzay araçları, kutup araştırma istasyonları ve şebekeden bağımsız enerji–soğutma sistemleri için de uyarlanabilir.

En önemli yöntemsel ders, bir sistemi yalnızca tasarım noktasındaki verimle seçmenin yeterli olmadığıdır. Türkiye’de geliştirilecek uzay donanımlarında da çalışma akışkanı, kısmi yük davranışı, sıcaklık sınırları, radyatör alanı, ekipman hacmi ve kontrol esnekliği aynı optimizasyon içinde değerlendirilmelidir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Çalışmanın yöntem akışı

Çalışma akışkanı seçim sonuçları

Tasarım noktası karşılaştırmasının özeti

Ay gündüzü tasarım dışı sonuçları

Nihai sistem seçimi

Çalışmanın kendi değerlendirme ölçütleri altında Sys 2, yani transkritik CO₂ Rankine çevrimi ile buhar sıkıştırmalı soğutmanın mekanik olarak bağlandığı sistem, Ay gündüzü için tercih edilen konfigürasyondur.

Bu seçim tasarım noktasındaki en yüksek EUF’ye değil, aşağıdaki birleşik özelliklere dayanmaktadır:

• 90–325 K aralığında kesintisiz çalışma,
• 325 K’de yüzde 58,5 EUF,
• 47,5 kW soğutma kapasitesinin korunması,
• 0,1–4,5 arasında görev yükü düzenleme aralığı,
• yüksek ekserji verimi,
• CO₂’nin yüksek yoğunluğundan kaynaklanan donanım kompaktlığı,
• türbin giriş ve çıkış basınçlarının ayrı ayrı ayarlanabilmesi.

Bu sonuç, gerçek bir Ay üssü sisteminin kesin seçimi olarak değil, çalışmanın idealize termodinamik sınırları ve alan tabanlı kompaktlık göstergeleri içindeki en uygun aday olarak değerlendirilmelidir.

Kaynak ve Yöntem Notu

Çalışmanın tam özgün adı:Configuration Selection and Lunar Daytime Off-design Evaluation of Power Generation-Refrigeration Coupled Systems for Lunar Bases

Yazarlar ve sıralama: Zhijie Liu, Cong Wang, Lei Lang, Jiang Qin ve Penghao Duan.

Eş birinci yazar: Eş katkı veya eş birinci yazarlık bilgisi belirtilmemiştir.

Sorumlu yazar: Cong Wang. Çalışmada iletişim adresi congwang@hit.edu.cn olarak verilmiştir.

Kurumsal bağlantılar:

• Zhijie Liu, Cong Wang ve Lei Lang: School of Energy Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, Çin.
• Jiang Qin: Harbin Institute of Technology; School of Power and Energy, Nanchang Hangkong University; Chongqing Research Institute, Harbin Institute of Technology.
• Penghao Duan: Department of Mechanical Engineering, University of Hong Kong, Hong Kong, Çin.

DOI:10.2139/ssrn.6985295.

Dergi: Çalışmanın hakemli bir dergide yayımlandığı doğrulanmamıştır.

Yayın platformu: SSRN.

Özgün yayınevi: Hakemli nihai bir yayınevi bulunmamaktadır. SSRN kaydı erken araştırma/preprint platform kaydıdır.

Yayın yılı: 2026. İncelenen metinde kesin bir yayımlanma günü belirtilmemektedir.

Kaynak türü: Termodinamik sistem modellemesi, alt sistem doğrulaması, çalışma akışkanı taraması, parametrik karşılaştırma ve yarı kararlı tasarım dışı analiz içeren mühendislik preprinti.

Hakemlik durumu: Çalışma hakem değerlendirmesinden geçmemiştir. Her sayfada “Preprint not peer reviewed” uyarısı bulunmaktadır.

Resmî yayın bağlantısı:SSRN çalışma kaydı.

Finansman: Çalışma, YE Qisun’ Science Foundation U2341276 numaralı proje ile Çin Ulusal Doğa Bilimleri Vakfının 52406010 numaralı program desteğini bildirmektedir.

Bu Türkçe açıklama; çalışmanın bütün metni, denklemleri, sistem şemaları, çalışma akışkanı tabloları, doğrulama grafikleri, tasarım noktası karşılaştırmaları, Ay gündüzü performans eğrileri, çalışma zarfları, çift basınç düzenleme sonuçları ve kaynakçası baştan sona incelenerek hazırlanmıştır. Bilimsel sonuçlara dış kaynaklardan yeni bulgu eklenmemiştir. Dış doğrulama yalnızca başlık, yazarlar, DOI ve SSRN kayıt kimliğinin kontrolü amacıyla kullanılmıştır.

Çalışma, gerçek donanım testleri yerine doğrulanmış alt sistem modelleri ve sayısal simülasyonlara dayanmaktadır. Basınç düşümleri, ısı kayıpları, geçiş dinamikleri, gerçek kontrol donanımı, Ay tozu, radyasyon, mikro yerçekiminde iki fazlı akış ve faz değişimli depolamanın kütlesi hesaplanmamıştır. SRA ve SHEA değerleri gerçek sistem kütlesinin doğrudan ölçümü değil, alan temelli kompaktlık göstergeleridir. Bu nedenle tRC–VCR sonucu, Ay üssünde saha doğrulaması yapılmış nihai çözüm değil, sonraki prototip ve donanım döngüsü çalışmalarına öncelik verilmesi önerilen sayısal adaydır.