Bu tədqiqat, aşağı temperaturlı günəş istiliksının və ya tullantı istiliknın uzun süre saklanması üçün kullanılabilecek, stronsium bromid hidrat esaslı açıq çevrimli bir termokimyəvi enerji saxlanması reaktorünü üçölçülü sayısal modelle incelemektedir. Reaktörde bərk SrBr₂·H₂O hissəciklərı yerçekimi etkisiyle aşağı doğru hareket ederken nəmli hava yatağın içinden üfüqi yönde geçmektedir. Su buxarı ilə duz arasındaki ekzotermik hidratlaşma reaksiyau, depolanmış kimyasal enerjiyi yeniden istilikya dönüştürmekte və reaktorden çıkan havanın sıcaklığını yükseltmektedir.

Tədqiqatçılar COMSOL Multiphysics ortamında məsaməli mühit axınını, su buxarı taşınımını, reaksiya kinetiğini, bərk və gaz fazlarındaki istilik ötürülməsini və hərəkətli duz yatağını birleştiren üçölçülü bir model geliştirmiştir. Katı hissəciklərın aşağı doğru ilerlemesi, Arbitrary Lagrangian–Eulerian (ALE) adı verilen hərəkətli ağ yöntemiyle temsil edilmiştir. Böylece reaktor içindeki reaksiya cephesi, temperatur alanı, su buxarı dağılımı, təzyiq itkisi və yerli duz çevrilməü zamana və konuma bağlı olarak izlenebilmiştir.

Modelin əsas sonucu, reaktor performansını belirleyen en güçlü işletme değişkeninin giriş havasındaki nem miktarı olduğudur. giriş nemi 4 g/kg’dan 12 g/kg’a yükseltildiğinde yatak sıcaklığı təxminən 26°C’den 39°C’ye, havaya aktarılan yararlı hacimsel istilik ise təxminən 2 kW/m³’ten 5,5 kW/m³’e çıkmıştır. daha yüksək nem, su buxarı kısmi basıncını və hidratlaşmaun termodinamik itici kuvvetini artırmış; daha sıcak, daha geniş və daha belirgin bir reaksiya bölgesi yaratmışdır.

Hava debisinde en dengeli sonuç 110 m³/saat koşulunda elde edilmiştir. 80 m³/saatte hava duzla daha uzun süre temas etse de ümumi istilik taşıma kapasitesi aşağı kalmıştır. 140 m³/saatte ise hava daha hızlı hareket etmiş, ancaq kısa temas süresi və güçlü konvektif soğutma nedeniyle reaksiya və yatak sıcaklığı sınırlanmıştır. Katı yatağın 0,5–2 cm/saat arasındaki hareket sürəti temperatur və anlık istilik çıkışını yalnız sınırlı ölçüde değiştirmiş; buna qarşılıq daha hızlı bərk hareketi duzun reaktorde kalma süresini kısaltarak tamamlanmamış hidratlaşma riskini artırmıştır.

Model daha önce yayımlanmış eksperimental bir hərəkətli yataq reaktorü tədqiqatının temperatur, nem və istilik çıkışı verileriyle müqayisə edilmişdir. Eğilimler və ümumi büyüklükler təcrübəlerle uyumludur. bununla birlikdə PDF’deki doğrulama tablosunun birbaşa hesaplanması, bazı koşullardaki göreli farkların özette bildirilen yüzde 1–4 aralığını aşarak faydalı istilikda yüzde 8’e, yatak sıcaklığında təxminən yüzde 7’ye ulaşabildiğini göstərir.

Çalışma yeni bir fiziksel reaktor və ya yeni eksperimental məlumat sunmamaktadır. Bulgular, literatürdeki eksperimental düzeneğin üçölçülü modellenmesine və parametrik sayısal simülasyonlara əsaslanır. Malzemenin uzun dönemli çevrim kararlılığı, aglomerasyon, aşınma, delikuesans, hissəcik kırılması və real tesis kontrolü incelenmemiştir. Çalışma hakem qiymətləndirməsinden geçmemiş bir preprinttir.

Termokimyəvi enerji saxlanması niyə önemlidir?

Güneş enerjisi, endüstriyel tullantı istilik və diğer yenilenebilir istilik kaynakları üretildikleri anda her zaman kullanılamaz. xüsusilə bina isitməsında yazın və ya gündüz elde edilen istiliknın haftalar ya da aylar sonra kullanılabilmesi, yüksək enerji sıxluklu və aşağı bekleme kayıplı depolama yöntemleri tələb edir.

Isıl enerji saxlanması teknolojileri ümumi olarak üç gruba ayrılmaktadır:

• Duyulur istilik depolama: Su, taş və ya beton gibi bir malzemenin sıcaklığının yükseltilmesine dayanır.
• Gizli istilik depolama: Faz değiştiren malzemelerin erime və ya bərklaşma enerjisini kullanır.
• Termokimyəvi enerji saxlanması: Isıyı tersinir bir kimyasal reaksiyaun ürünlerinde depolar.

Termokimyəvi depolamada şarj edilmiş reaksiya ürünleri ortam sıcaklığında birbirinden ayrı tutulabildiği üçün uzun bekleme süresinde sürekli sıcak bir tankın korunması gerekmez. Enerji, temperatur farkı yerine kimyasal bileşimde saklanır. Bu nedenle uzun dönemli və ya mevsimsel depolamada istilik kayıpları oldukça aşağı olabilir.

Tuz hidratları necə istilik depolamaktadır?

Çalışmada kullanılan reaksiya çifti stronsium bromid monohidrat ilə stronsium bromid hekzahidrat arasındadır. PDF’de reaksiya aşağıdaki biçimde verilmişdir:

\[ SrBr_2\cdot H_2O(s) + 5H_2O(g) \rightleftharpoons SrBr_2\cdot 6H_2O(s) + 5\Delta H \]

Şarj aşamasında hidratlı duza sıcak və quru hava verilerek bağlı suyun bir bölümü uzaklaştırılır. Bu endotermik dehidratlaşma üçün dışarıdan istilik sağlanır və enerji susuzlaştırılmış duz yapistiliknda kimyasal potansiyel olarak depolanır.

Deşarj aşamasında ise soğuk və nəmli hava susuzlaştırılmış duzla temas eder. Tuz, havadaki su buxarını yeniden bağlayarak hidratlanır. Hidratasyon ekzotermik olduğu üçün açığa çıkan istilik havayı istiliktır. Isınmış çıxış havası ayrı bir istilik değiştirici üzerinden bina və ya bölgesel isitmə sistemine enerji aktarabilir.

Reaksiyonun gerçekleşebilmesi yalnız havada su bulunmasına bağlı değildir. Havadaki real su buxarı basıncının, duzun bulunduğu temperaturtaki tarazlıq buxar təzyiqinı aşması gerekir. Bu nedenle nem, temperatur və denge basıncı birbirine bağlıdır.

Açık və kapalı termokimyəvi sistemler arasındaki fark

Kapalı bir termokimyəvi sistemde duz ilə saf su buxarı çoğunlukla vakum altında reaksiyaa girer. Bu yapı daha kontrollü olabilir; ancaq buxarlaştırıcı, yoğuşturucu, sıvı su deposu, vakum ekipmanı və sızdırmazlık tələb edir.

İncelenen açık sistemde gaz reaktifi olarak atmosferik təzyiqtaki nəmli hava kullanılmaktadır. Bu sayede ayrı bir su buxarı çevrimine ihtiyaç azalır. Buna qarşılıq sistem dış ortam nemine çok daha duyarlı hâle gelir. Fazla nem duzun yapışmasına, aglomerasyona və ya delikuesansa; aşağı nem ise yetersiz reaksiya hızına niyə olabilir.

Hareketli yataklı reaktor necə tədqiqatktadır?

Reaktörün üst bölümünden kuru və ya aşağı hidratlı SrBr₂ hissəciklərı beslenmektedir. Katı yatak yerçekimi etkisiyle dikey olarak aşağı doğru hareket eder. Alt taraftaki döner vana, bərknın reaktorden çıxış hızını və dolayistilikyla bərk hızını kontrol eder.

Nəmli hava reaktorün bir yanından girerek bərk yatağa çapraz yönde ilerler və karşı taraftan çıkar. Bu çapraz axın düzeninde:

• Katı faz yukarıdan aşağıya,
• Gaz faz soldan sağa,
• Su buxarı havadan bərkya,
• Reaksiyon istiliksı bərkdan və reaksiya bölgesinden havaya

taşınmaktadır.

PDF’deki reaktor şemasında, bərk giriş hunisi üstte, hərəkətli reaktif yatak merkezde, bərk çıxış mekanizması altta və nəmli hava bağlantıları reaktor gövdesinin iki yanında yer almaktadır. Merkezdeki dar dikey yatak, genişleyen iki yan hava dağıtım hacmiyle çevrilmektedir.

Reaktör geometrisinin əsas ölçüleri

Reaktif yatağın üzerindeki iki paslanmaz çelik divar, havanın üstteki boş bölgeden birbaşa çıkışa kaçmasını engellemek və axını duz yatağına zorlamak amacıyla istifadə edilmişdir. Bu duvarlar eyni zamanda ek hidrolik direnç yaratmışdır.

Araştırmanın hedeflediği bilimsel boşluk

Önceki hərəkətli yataq tədqiqatları çoğunlukla iki boyutlu, yığılmış parametreli və ya yüksək temperaturlı və tersinmez reaksiyalara yönelik modeller kullanmıştır. Bu yaklaşımlar aşağıdaki etkileri eyni anda ayrıntılı biçimde yakalamakta sınırlı kalmıştır:

• Katı yatağın sürekli hareketi,
• Üçölçülü hava dağılımı və yan kaçaklar,
• Su buxarı kısmi basıncına bağlı reaksiya kinetiği,
• Reaksiyon cephesinin uzay və zaman içindeki ilerlemesi,
• Yerel məsaməlilik və keçiricilik etkileri,
• Katı kalış süresi ilə çevrilmə arasındaki ilişki,
• Isı çıkışı ilə ümumi enerji saxlanması verimi arasındaki ödünleşme.

Çalışmanın amacı bu prosesleri tek bir üçölçülü, sürekli işletim modelinde birleştirmek və model sonuçlarını daha önce yayımlanmış eksperimental reaktor verileriyle müqayisəktır.

Modelde kullanılan tədqiqat şərtləri

Modelin əsas varsayımları

• Isı və kütlə taşınımını esas olarak hava axını sürüklemektedir.
• Katı yatak çok yavaş hareket ettiği üçün hava dinamiği üzerindeki geri etkisi ihmal edilmiştir.
• Gaz axını kararlı və giriş kesitinde düzgün kabul edilmiştir.
• Katı hissəciklər sabit hızla aşağı doğru hareket etmektedir.
• Tuzun reaksiya sırasında kimyasal reaktivitesini və mekanik yapistiliknı koruduğu varsayılmıştır.
• Yatak gözenekliliği, bypass etkisinin ayrıca tanımlandığı durumlar dışında sabit kabul edilmiştir.
• Nəmli hava ideal gaz karışımı olarak modellenmiştir.
• Uzun süreli çevrimsel bozunma, topaklanma, hissəcik kırılması və aşınma modele dâhil edilmemiştir.

Su buxarı və duz çevrilməünün korunumu

Gözenekli yataktaki su buxarı dengesi, birikim, reaksiyala tüketim və gaz axınıyla taşınım terimlerinden oluşmaktadır. PDF’deki gösterimin özlü biçimi belədir:

\[ \varepsilon n_h\frac{\partial y_v}{\partial t} = \phi_v(1-y_v) - n_h\mathbf{u}_h\cdot\nabla y_v \]

• ε: Yatak gözenekliliği,
• n_h: Nəmli havanın molar sıxluğunu temsil eden terim,
• y_v: Su buxarı mol və ya kütlə fraksiyonu,
• φ_v: Reaksiyon nedeniyle oluşan və ya tüketilen buxar kaynak terimi,
• u_h: Nəmli havanın sürət vektörüdür.

Tuzun yerli hidratlaşma çevrilməü üçün verilen denge:

\[ (1-\varepsilon)\frac{\partial X}{\partial t} = -\frac{\phi_v}{\nu} - \mathbf{u}_s\cdot\nabla X \]

• X: Yerel hidratlaşma çevrilməü,
• ν: Stokiyometrik əmsal,
• u_s: Katı yatağın aşağı yönlü hızıdır.

İkinci denklemde ilk terim kimyasal reaksiyala çevrilməü, ikinci terim ise dönüşmüş və ya dönüşmemiş bərknın yatak boyunca taşınmasını təmsil edir.

Gözenekli ortam axını: Brinkman denklemi

Reaktördeki hava axını, Darcy yasasına viskoz kayma etkilerini ekleyen Brinkman denklemiyle modellenmiştir:

\[ \rho(\mathbf{u}\cdot\nabla)\mathbf{u} = \nabla\cdot\left[-p\mathbf{I} +\mu\left(\nabla\mathbf{u}+(\nabla\mathbf{u})^T\right)\right] -\mu\alpha\mathbf{u} +\rho\mathbf{F} \]

• ρ: Gaz karışımının sıxluğu, kg/m³,
• u: sürət vektörü, m/s,
• p: Basınç, Pa,
• μ: Dinamik viskozite, Pa·s,
• α: Gözenekli ortamın Darcy direnciyle ilişkili terim, m⁻²,
• F: Birim kütleye etkiyen cisim kuvvetidir.

tənlik, yan hava girişinde oluşan hızlı jetleri, genişleme bölgelerindeki dolaşımı, duz yatağındaki təzyiq itkisinı və çıxış kanalındaki viskoz direnci hesaplamak üçün istifadə edilmişdir.

Isı transferi və reaksiya istiliksı

Gaz fazındaki enerji denklemi, konveksiyon, iletim və hacimsel istilik kaynaklarını birlikte içermektedir:

\[ \rho C_p\mathbf{u}\cdot\nabla T+\nabla\cdot\mathbf{q} = Q+Q_p+Q_{vd} \]

\[ \mathbf{q}=-k\nabla T \]

• C_p: Özgül istilik kapasitesi, J/(kg·K),
• T: Sıcaklık, K və ya °C farkı,
• q: İletimle istilik akistilik, W/m²,
• Q: Kimyasal reaksiyaun hacimsel istilik kaynağı, W/m³,
• Q_p: Basınç işi,
• Q_vd: Viskoz yayılım terimidir.

Katı fazında hareket və konveksiyon ihmal edildiğinde enerji denklemi:

\[ \rho C_p\frac{\partial T}{\partial t}+\nabla\cdot\mathbf{q} = Q+Q_{ted} \]

biçiminde verilmişdir. Termal genleşme terimi Q_ted tədqiqatda ihmal edilmiştir.

Hidratasyonun ekzotermik istilik kaynağı:

\[ Q=R_{react}\Delta H_{hydration} \]

şeklinde tətbiq edilmişdir. Reaksiyon sürəti yükseldikçe eyni bölgede açığa çıkan hacimsel istilik da artmaktadır.

Nem və sıcaklığa bağlı reaksiya kinetiği

Yerel reaksiya sürəti üçün Arrhenius biçimli və buxar basıncı itici kuvveti içeren tənlik istifadə edilmişdir:

\[ X_a=A_r\exp\left(-\frac{E_a}{RT}\right)(1-X) \left(1-\frac{p_v}{p_{eq}}\right) \]

• X_a: Yerel reaksiya sürəti, 1/s,
• A_r: Ön üstel əmsal; PDF’de 1,63×10⁴ olarak verilmişdir,
• E_a: Aktivasyon enerjisi, 56,6 kJ/mol,
• R: Evrensel gaz sabiti,
• T: Mutlak temperatur, K,
• X: Yerel çevrilmə,
• p_v: Su buxarı kısmi basıncı,
• p_eq: Tuz-hidrat dengesi üçün buxar basıncıdır.

Denklemdeki işaretin hidratlaşma yönündeki kullanımının uygulama ayrıntıları PDF’de tam olarak açıklanmamıştır. Metin, istilik kaynağının yalnız su buxarı basıncının denge eşiğini aştığı və hava-duz temasının bulunduğu bölgelerde etkin olduğunu belirtmektedir.

Denge buxarı basıncı

Denge basıncı Clausius–Clapeyron türü bağıntıyla hesablanmışdır:

\[ P_{eq}=P_{ref}\exp\left(-\frac{\Delta H^0}{RT} +\frac{\Delta S^0}{R}\right) \]

• P_ref: Referans təzyiq,
• ΔH⁰: Standart reaksiya entalpisi; model tablosunda 67.400 J/mol,
• ΔS⁰: Standart reaksiya entropisi; model tablosunda 175 J/(mol·K).

Bu ilişki, temperatur yükseldikçe duzun su buxarıyla denge koşulunun necə değiştiğini belirlemektedir. Reaktördeki real buxar basıncı ilə P_eq arasındaki fark, hidratlaşmaun sürmesini sağlayan əsas termodinamik etkidir.

Gözenekli yatağın etkin istilik özellikleri

Gaz ilə bərk fazın hacimsel ortalama istilik özellikleri aşağıdaki şekilde birleştirilmiştir:

\[ (\rho C_p)_{eff} = (1-\varepsilon)(\rho C_p)_s +\varepsilon(\rho C_p)_v \]

\[ k_{eff} = (1-\varepsilon)k_s+\varepsilon k_v \]

Tuzun özellikleri çevrilməe görə monohidrat və hekzahidrat arasında doğrusal olarak değiştirilmiştir:

\[ (\rho C_p)_s = (1-X)(\rho C_p)_{s1} +X(\rho C_p)_{s0} \]

\[ k_s=(1-X)k_{s1}+Xk_{s0} \]

PDF’de s1 və s0 alt indislerinin sırasıyla hekzahidrat və monohidratı gösterdiği belirtilmiştir. ancaq denklemlerde X’in hansı uç durumda hansı hidratı temsil ettiği yeterince açık değildir; bu tanım müstəqil yeniden üretimde netleştirilmelidir.

Havaya aktarılan faydalı istilik

çıxış havasının taşıdığı faydalı istilik aşağıdaki duyulur və su buxarına bağlı entalpi farkından hesablanmışdır:

\[ q_{heat} = \dot{m}_{a,in} \left[ (C_{pa}+w_{out}C_{pv})T_{out} - (C_{pa}+w_{in}C_{pv})T_{in} \right] \]

• \(\dot{m}_{a,in}\): giriş quru hava kütlesel debisi, kg/s,
• C_pa: Quru havanın özgül istiliksı,
• C_pv: Su buxarının özgül istiliksı,
• w_in, w_out: giriş və çıxış mütləq rütubətleri,
• T_in, T_out: giriş və çıxış temperaturlarıdır.

Nəticə grafiklerinde bu dəyər reaktor hacmine görə kW/m³ olarak raporlanmıştır.

Sınır şərtləri

giriş su buxarı derişimi və kısmi basıncı:

\[ c_{in}=\frac{P_v}{RT_{in}} \]

\[ P_v=P_s\cdot RH \]

bağıntılarıyla yaradılmışdır. Burada P_s, giriş sıcaklığındaki doymuş su buxarı basıncı; RH ise nisbi rütubətdir.

ALE hərəkətli ağ yöntemi

Hareketli yatağın aşağı yönlü ilerlemesi, geometrinin sabit bir bərk axın alanı olarak bırakılması yerine ağ düğümlerinin bərknın yer değiştirmesini izlemesini sağlayan Arbitrary Lagrangian–Eulerian yöntemiyle modellenmiştir.

ALE uygulamasında:

• Katı çıkışında aşağı yönlü normal ağ sürəti tanımlanmış,
• Yan duvarlarda teğetsel kistiliktlaması olmayan kayma şərtləri kullanılmış,
• Ağın istenmeyen bozulmasını önlemek üçün simetri və ya makaralı kistiliktlar uygulanmış,
• Ağ deformasyonunda Yeoh yöntemi və 10 değerinde sertleştirme istifadə edilmişdir.

Bu hərəkətli ağ; axın, su buxarı taşınımı, reaksiya və enerji denklemleriyle eş zamanlı çözülmüştür. Böylece yeni duzun reaktore girmesi və kısmen hidratlanmış duzun aşağı taşınması modellenebilmiştir.

Ağ bağımsızlığı

Tədqiqatçılar hesaplama maliyeti ilə doğruluk arasındaki denge nedeniyle 644.783 elemanlı ağı kullanmıştır. bununla birlikdə tabloda sapmaların hansı ağ çiftine və ya hansı nihai referansa görə hesaplandığı açık biçimde tanımlanmamıştır.

Metin üçölçülü hesaplama bölgesinde “serbest üçgensel elemanlar” kullanıldığını söylemektedir. Üçölçülü hacim ağlarında tetrahedral eleman ifadesi beklenir; PDF’deki ağ görseli de tetrahedral hacim ağına benzemektedir. Bu terminoloji yeniden üretim açistilikndan açıklığa kavuşturulmalıdır.

Modelin eksperimental verilerle karşılaştırılması

Model temperatur, giriş-çıxış nemi, faydalı istilik və təzyiq itkisi açistilikndan daha önce yayımlanmış hərəkətli yataq təcrübəleriyle müqayisə edilmişdir. giriş neminin təcrübəde ilk təxminən 0,22 saat içinde 0’dan 9 g/kg’a yükselmesi, təcrübə grafiğinden sayısallaştırılmış zamana bağlı bir interpolasyon fonksiyonuyla modele aktarılmıştır.

Sıcaklık müqayisə grafiğinde yatak içindeki iki ölçmə hattı və çıxış sıcaklığı təxminən sekiz saat boyunca gösterilmektedir. Simülasyon temperatur eğrileri eksperimental eğilimleri takip etmektedir. çıxış sıcaklığı simülasyonda təxminən 32,7°C, təcrübəde ise təxminən 31°C çevresindedir. İç yatak temperaturları təxminən 35–37°C aralığındadır.

Su buxarı grafiğinde giriş nemi təxminən 0,009 kg/kg düzeyine, çıxış nemi ise təxminən 0,005 kg/kg düzeyine ulaşmaktadır. çıxış neminin girişten aşağı olması, su buxarının duz tarafından tüketildiğini göstərir.

Doğrulama tablosunun ayrıntılı qiymətləndirməsi

Tablodaki sayılardan hesaplanan göreli farklar faydalı istilik üçün təxminən yüzde 1,3–8,0, yatak sıcaklığı üçün təxminən yüzde 0,46–7,07 aralığındadır. Dolayistilikyla model ümumi eğilim və büyüklükleri yakalamakla birlikte, özet bölümündeki “± yüzde 1–4” ifadesi bütün doğrulama koşullarını kapsamamaktadır.

Basınç dağılımı və yan axın yapistilik

Akım çizgileri və təzyiq dağılımı, hava girişinin dar keçid kanalında hızlandığını və geniş yan hacme ulaştığında böyük dolaşım bölgeleri oluşturduğunu göstərir. Reaktif yatağın giriş tarafında təzyiq təxminən 1.600 Pa düzeyine çıkmakta və məsaməli mühit boyunca sürekli azalmaktadır.

Model ilə təcrübə arasındaki ümumi təzyiq itkisi təxminən 1.500–1.700 Pa aralığında uyumludur. Bu sonuç, yatak direncinin yanında hava yönlendirme duvarlarının və genişleme-daralma geometrisinin de hidrolik performansta vacib olduğunu göstərir.

Akış çizgileri, yan hacimlerin tamamının eşit biçimde kullanılmadığını; bazı bölgelerde dolaşım və qısaqapanma axını oluşabildiğini göstərir. Bu nedenle tədqiqatda bypass faktörü ayrı bir performans değişkeni olarak ele alınmıştır.

Katı hızının etkisi

Katı sürəti 0,5 cm/saatten 2 cm/saate yükseltildiğinde yatak sıcaklığı təxminən 35°C’den 35,5°C’ye çıkmıştır. Soğuk və aşağı hidratlı duzun daha hızlı beslenmesi yerli reaksiyau artırabilmekte, ancaq eyni zamanda her bir bərk kütlesinin yatakta kalma süresini azaltmaktadır.

çıxış sıcaklığı və havaya aktarılan faydalı istilik eğrileri dört sürət üçün birbirine oldukça yakındır. Yararlı istilik başlangıçtaki hızlı yükselişten sonra təxminən 3 kW/m³ çevresinde kararlı hâle gelmektedir.

aşağı bərk hızlarında duz daha uzun süre reaktorde kaldığı üçün birim bərk kütlesi başına daha ileri hidratlaşma mümkündür. yüksək hızlarda daha fazla bərk geçirilebilse de her parçacığın çevrilməü daha aşağı kalabilir. Bu durum, güç çıkışı ilə ümumi depolanan kimyasal enerjinin geri kazanılması arasında bir ödünleşme oluşturur.

bununla birlikdə PDF’de bərk hızına karşı birbaşa ümumi çevrilmə və ya enerji verimi grafiği verilmemiştir. Bu nedenle daha yüksək hızın çevrilmə verimini ne ölçüde azalttığı nicel olarak gösterilmemektedir.

Reaksiyon cephesinin zamansal gelişimi

Başlangıçta bütün yatak təxminən 22°C’dir. Nəmli hava girişi başladıktan sonra reaksiya önce girişe yakın bölgede ortaya çıkmaktadır:

• t = 0 saat: Reaktör soğuk və reaksiya öncesi durumdadır.
• t = 0,2 saat: giriş tarafında sarı-yeşil bir temperatur bölgesi oluşmaktadır.
• t = 0,3 saat: Reaksiyon bölgesi yatak boyunca genişlemekte və sıcak çekirdek belirginleşmektedir.
• t = 1 saat: Reaktif yatağın vacib bölümü təxminən 34–38°C aralığına ulaşmaktadır.

Kontur görselleri sıcaklığın hava girişinden çıxış yönüne doğru yükseldiğini və merkezdeki dikey reaktif yatak boyunca ilerlediğini göstərir. Reaksiyonun başladığı bölgə, su buxarı kısmi basıncı ilə denge basıncı arasındaki farkın yeterince böyük olduğu bölgedir.

Metinde bu başlangıç durumu yanlışlıkla “dehidratlaşma başlamadan önce” biçiminde tanımlanmıştır. İncelenen aşama deşarj və hidratlaşma olduğundan burada “hidratlaşma başlamadan önce” ifadesi daha tutarlıdır.

Hava debisinin etkisi

Hava debisi 80, 110 və 140 m³/saat üçün müqayisə edilmişdir. Nəticəlar tekdüze bir “daha fazla sərf daha iyi” ilişkisi göstermemektedir.

80 m³/saat

aşağı debide hava duzla daha uzun süre temas etmektedir. Hidratasyon üçün yeterli temas süresi sağlanmasına rağmen ümumi hava kütlesel debisi aşağı olduğu üçün reaksiya istiliksının reaktorden taşınması sınırlı kalmaktadır. Yararlı istilik təxminən 3 kW/m³ düzeyindedir.

110 m³/saat

Orta sərf, yeterli temas süresi ilə yeterli istilik taşıma kapasitesi arasında en iyi dengeyi yaratmışdır. Yatak və çıxış sıcaklığı en yüksək, faydalı istilik təxminən 4–4,5 kW/m³ ilə üç koşulun en yükseğidir.

140 m³/saat

yüksək sərf reaktore daha fazla hava taşımakta, ancaq gazın yatakta kalma süresini azaltmaktadır. Güçlü konvektif soğutma yatağın daha soğuk və temperatur dağılımının daha düzensiz olmasına niyə olmaktadır. çıxış sıcaklığı 110 m³/saat durumundan daha düşüktür.

sürət konturlarında hava giriş jetinin debiyle birlikte güçlendiği; 140 m³/saatte giriş bağlantistiliknda təxminən 2,5 m/s’ye ulaşan yerli hızlar oluştuğu görülmektedir. yüksək yerli sürət her zaman daha yüksək çevrilmə anlamına gelmemektedir; çünkü reaksiya üçün gaz-bərk temas süresi de gereklidir.

giriş neminin etkisi

Nem, tədqiqatnın en güçlü sonuç değişkenidir. Hava debisi 110 m³/saat və bərk sürəti 0,5 cm/saat tutulduğunda:

Nem arttığında su buxarı kısmi basıncı yükselmekte, denge basıncına görə hidratlaşma itici kuvveti büyümekte və daha fazla duz eyni zaman aralığında reaksiyaa girmektedir. Bunun sonucu olarak:

• Reaksiyon cephesi daha keskin hâle gelmekte,
• yüksək temperaturlı bölgə genişlemekte,
• Su buxarı tüketimi artmakta,
• çıxış havası daha sıcak hâle gelmekte,
• Havaya aktarılan istilik yükselmektedir.

Su buxarı derişim alanı

Su buxarı konturlarında 4 g/kg giriş neminde gaz derişimi təxminən 0,2–0,3 mol/m³ düzeyindedir. 9 g/kg durumunda təxminən 0,5–0,7 mol/m³, 12 g/kg durumunda ise təxminən 0,8 mol/m³’e ulaşmaktadır.

giriş tarafındaki yüksək buxar derişimi, reaktif yatağa girdikçe duz tarafından tüketilmektedir. Çıkışa doğru derişimin azalması, hidratlaşma reaksiyaunun konumsal izini göstərir.

Yerel hidratlaşma çevrilməü

Dönüşüm konturları X değerini 0–0,09 aralığında göstərir. En yüksək yerli çevrilmə təxminən yüzde 9’dur. Bu nedenle simülasyon süresinde tam hidratlaşma elde edilmemiştir.

• 4 g/kg: Reaksiyon zayıf, dar və dağınıktır.
• 9 g/kg: Reaksiyon cephesi belirginleşmekte və yatak boyunca uzamaktadır.
• 12 g/kg: daha fazla konumda yüksək yerli çevrilmə oluşmakta, ancaq X yine 1’e yaklaşmamaktadır.

PDF, 9 g/kg nemde eksperimental ümumi çevrilməün təxminən yüzde 1,7–8,7 aralığında olduğunu və sayısal sonuçların eyni büyüklük mertebesinde kaldığını belirtmektedir. Bu oldukça aşağı çevrilmə, kararlı bir istilik gücü elde edilse bile bərknın kimyasal depolama kapasitesinin böyük bölümünün tek geçişte kullanılmadığını göstərir.

Buhar basıncı kontrollü rejim ne anlama gelmektedir?

Yatak sıcaklığı və faydalı istilik bərk hızına kıyasla giriş nemine çok daha güçlü tepki vermiştir. Tədqiqatçılar bu durumu “buxar basıncı kontrollü rejim” olarak tanımlamaktadır.

Bu rejimde reaksiya hızını belirleyen ana etken, duzun yatakta bulunma süresinden önce havanın real su buxarı basıncı ilə tarazlıq buxar təzyiqi arasındaki farktır. Katı daha uzun süre yatakta kalsa bile su buxarı itici kuvveti düşükse reaksiya yavaş kalmaktadır.

bununla birlikdə tam çevrilmə üçün yalnız yüksək nem yeterli değildir. Reaksiyon bölgesinin bütün bərk hacmine ulaşabilmesi üçün yeterli zaman, uyğun gaz dağılımı və aşağı bypass gərəkdir.

Bypass faktörünün etkisi

Bypass faktörü, giriş havasının reaktif duzla etkili temas kurmadan reaktorden geçebilen bölümünü təmsil edir. 110 m³/saat hava sərfi, 22°C giriş sıcaklığı, 9 g/kg nem və 0,5 cm/saat bərk hızında:

Bypass arttıkça daha az hava duzla reaksiyaa girmekte, su buxarı tüketimi və reaksiya istiliksı azalmaktadır. Bu sonuç, yalnız duzun kimyasal özelliklerinin değil, giriş dağıtıcistilik, divar geometrisi və yatak homojenliğinin de reaktor performansı üçün kritik olduğunu göstərir.

Tuzun istilik iletkenliğinin etkisi

Tuzun istilik iletkenliği 0,7–8 W/(m·K) arasında değiştirildiğinde yatak və çıxış sıcaklığı eğrileri neredeyse üst üste gelmiştir. Tədqiqatçılar bunu reaktorün ince yatak yapistiliknda istilik iletiminin, konvektif hava taşınımı və reaksiya istiliksına görə ikincil kalmasıyla açıklamaktadır.

Bu sonuç incelenen geometri və tədqiqat şərtləri üçün geçerlidir. daha kalın yataklarda, daha aşağı hava hızlarında və ya yerli sıcak noktaların bulunduğu fərqli tasarımlarda duz iletkenliğinin etkisi daha böyük olabilir.

Geçirgenliğin etkisi

Geçirgenlik 10⁻⁸–10⁻¹⁰ m² arasında değiştirildiğinde çıxış sıcaklığı üzerindeki etki sınırlıdır. daha aşağı keçiricilikte hava axını zorlaşmakta, fakat gazın reaktif bərkyla temasının artması və iç bypassın azalması faydalı istilikyı yükseltebilmektedir.

PDF’de 10⁻¹² m² koşulunda faydalı istiliknın belirgin biçimde yükseldiği görülmektedir. ancaq bu kadar aşağı keçiricilik eyni zamanda çok daha yüksək fan gücü və təzyiq itkisi gerektirebilir. Parametrik bölümde təzyiq itkisi və ya fan enerjisi hedef fonksiyona dâhil edilmediği üçün bu sonucun sistem düzeyindeki net yararı gösterilmemiştir.

Kinetik əmsalnın etkisi

Kinetik faktör təxminən 0,8×10⁴–2×10⁴ s⁻¹ aralığında artırıldığında çıxış sıcaklığı və faydalı istilik yükselmiştir. daha hızlı reaksiya:

• Su buxarının daha kısa mesafede tüketilmesine,
• Aktif reaksiya bölgesinin genişlemesine,
• daha hızlı istilik salımına,
• çıxış havasının daha fazla istiliknmasına

niyə olmaktadır.

ancaq kinetik əmsalnın hansı malzeme modifikasyonu və ya hissəcik yapistilikyla pratik olarak değiştirilebileceği modellenmemiştir. Nəticə, kinetiği geliştirilmiş kompozit və ya yapılandırılmış duzların potansiyelini göstərir.

Çalışmanın en vacib mühendislik bulguları

• Reaktör performansı bərk hızından çok giriş havasının nemine duyarlıdır.
• En yüksək incelenen istilik çıkışı 12 g/kg giriş neminde elde edilmiştir.
• Pratik kış koşulu olarak önerilen 9 g/kg nem, istilik çıkışı ilə ulaşılabilir nem arasında bir uzlaşma olarak sunulmuştur.
• Hava debisi üçün 110 m³/saat, temas süresi ilə istilik taşıma kapasitesini en iyi dengeleyen koşuldur.
• yüksək bərk sürəti sürekli güç çıkışını koruyabilse de tek geçiş çevrilməünü sınırlayabilir.
• Bypassın azaltılması, kimyasal kinetiği değiştirmeden reaktor performansını artırabilecek vacib bir tasarım stratejisidir.
• Reaksiyon cephesi hava giriş tarafında oluşmakta və nem yükseldikçe yatak boyunca genişlemektedir.
• Simülasyon süresi içinde tam hidratlaşma gerçekleşmemiş; en yüksək yerli çevrilmə təxminən yüzde 9’da kalmıştır.

Bina isitməsı açistilikndan sonuçların anlamı

çıxış havasının təxminən 33–35°C düzeyine ulaşması, aşağı temperaturlı isitmə sistemleri və ya bir istilik pompasının kaynak sıcaklığını yükseltme gibi uygulamalar açistilikndan yararlı olabilir. ancaq bu tədqiqat birbaşa bir bina isitmə yükü, radyatör sistemi, fan gücü, istilik değiştirici performansı və ya yıllık iklim profili simülasyonu gerçekleştirmemiştir.

Raporlanan kW/m³ değeri reaktor hacmi başına faydalı istilikdır. real bir binada sağlanabilecek ümumi kW değeri, reaktif hacim, tədqiqat süresi, duz miktarı, fan gücü, istilik değiştirici verimi və çevrim stratejisine bağlı olacaktır.

Tədqiqatın güclü tərəfləri

• Hareketli yataklı açık termokimyəvi reaktorü üçölçülü olarak modellemektedir.
• Katı hareketini basit bir sabit kaynak terimi yerine ALE hərəkətli ağla təmsil edir.
• Gözenekli axın, reaksiya, nem taşınımı və istilik ötürülməsini eş zamanlı çözmektedir.
• Reaksiyon cephesini, su buxarını, sıcaklığı və çevrilməü uzaysal olarak göstərir.
• Model sonuçlarını temperatur, nem, faydalı istilik və təzyiq itkisi açistilikndan eksperimental literatürle müqayisəktadır.
• Nem, hava sərfi, bərk sürəti, bypass, keçiricilik, iletkenlik və kinetik faktörü ayrı ayrı incelemektedir.
• Sürekli istilik gücü ilə bərk çevrilməü arasındaki farkı görünür hâle getirmektedir.
• Reaktör geometrisindeki dolaşım və kısa devre axınlarını üçölçülü akım çizgileriyle göstərir.

Çalışmanın əsas məhdudiyyətləri

• Araştırma yeni eksperimental məlumat və ya fiziksel prototip sunmamaktadır.
• Model literatürdeki tek bir əsas reaktor geometrisine əsaslanır.
• Tuzun uzun dönemli çevrim kararlılığı modellenmemiştir.
• Aglomerasyon, delikuesans, hissəcik kırılması, aşınma və mekanik sıkışma dikkate alınmamıştır.
• Gözeneklilik çoğunlukla sabit kabul edilmiş; reaksiyala hacim değişimi ayrıntılı olarak çözülmemiştir.
• Katı hareketinin hava axınına geri etkisi ihmal edilmiştir.
• Parçacık boyutu dağılımı və yatak çökelmesi raporlanmamıştır.
• Fan gücü və pompalama enerjisi optimizasyona dâhil edilmemiştir.
• çıxış istiliksının haricî istilik değiştiricide ne kadarının kullanılabileceği hesaplanmamıştır.
• İklim və mevsimsel nem değişimleri zaman serisi olarak modellenmemiştir.
• yüksək nemde delikuesans və ya axınkanlık kaybı incelenmemiştir.
• Katı hızına bağlı çevrilmə kaybı birbaşa bir çevrilmə grafiğiyle nicelendirilmemiştir.
• Simülasyon dosyaları, ağ, kod və ya COMSOL modeli paylaşılmamıştır.
• Çözücü ayarları, zaman adımı, yakınsama ölçütleri və hesaplama donanımı ayrıntılı olarak verilmemiştir.
• Çalışma rəyçilikdən keçməmişdir.

Çalışma neyi göstərir?

• Nəmli hava ilə çalışan SrBr₂ esaslı hərəkətli yataq reaktorünün üçölçülü və sürekli işletim altında sayısal olarak modellenebildiğini göstərir.
• giriş neminin temperatur və faydalı istilik üzerinde baskın bir etkiye sahip olduğunu göstərir.
• Orta hava sərfinin aşağı və yüksək debiden daha yüksək faydalı istilik sağlayabileceğini göstərir.
• Reaksiyon cephesinin giriş tarafında oluştuğunu və nemle genişlediğini göstərir.
• Bypassın azaltılmasının hava-duz temasını və istilik çıkışını artırabileceğini göstərir.
• Kararlı bir istilik çıkışının tam duz çevrilməü gerçekleşmeden de elde edilebildiğini göstərir.
• ALE yönteminin hərəkətli bərk yatağı, reaksiya və taşınım prosesleriyle birleştirebildiğini göstərir.

Tədqiqat nəyi sübut etmir?

• Reaktörün real bir binada mevsimsel depolama ihtiyacını karşılayacağını sübut etmir.
• 12 g/kg nem koşulunun bütün iklimlerde güvenli və ya ekonomik olduğunu göstermemektedir.
• 9 g/kg değerinin bütün kış iklimleri üçün evrensel optimum olduğunu göstermemektedir.
• daha aşağı geçirgenliğin fan enerjisi hesaba bərkldığında daha verimli olduğunu sübut etmir.
• Stronsiyum bromürün binlerce çevrim boyunca yapistiliknı koruyacağını göstermemektedir.
• Reaktörde topaklanma, delikuesans və ya tıxanma oluşmayacağını sübut etmir.
• Modelin fərqli duz hidratlarına və ya fərqli geometrilere birbaşa aktarılabileceğini göstermemektedir.
• Yararlı istilik değerlerinin net sistem verimi və ya depolama çevrim verimi olduğunu göstermemektedir.
• Hakemli bilimsel uzlaşı və ya ticari ürün doğrulaması sunmamaktadır.

Gelecekte yapılması gereken tədqiqatlar

Modelin müstəqil təcrübəlerle doğrulanması üçün eyni reaktorde üçölçülü temperatur sensörleri, yerli nem probları, təzyiq ölçümleri və çıxış bərksının hidratlaşma analizi birlikte kullanılmalıdır. Reaksiyon cephesinin konumu, örneğin nötron görüntüleme, X-ışını yöntemleri və ya fərqli yüksekliklerden alınan bərk numuneleriyle doğrulanabilir.

Uzun dönemli çevrim tədqiqatları duzun parçalanması, hacim değişimi, məsaməlilik kaybı, topaklanma və delikuesans davranışını belirlemelidir. Bu etkiler modele keçiricilik və reaksiya kinetiğinin çevrime bağlı değişimi olarak eklenebilir.

Reaktör optimizasyonunda yalnız faydalı istilik değil; fan elektrik tüketimi, təzyiq itkisi, ümumi çevrilmə, duz verimi, istilik değiştirici performansı və sermaye maliyeti de hedef olarak kullanılmalıdır.

Bypassı azaltmak üçün hava dağıtıcıları, delikli plakalar, yapılandırılmış reaktif malzemeler, kompozit duzlar və ya çok bölgeli yatak tasarımları incelenebilir. Aktif öğrenme və ya vekil modellerle üçölçülü tasarım uzayı daha aşağı hesaplama maliyetiyle taranabilir.

Tədqiqatın metodu və nəticələri

Teknik yöntem özeti

Əsas parametrik sonuçlar

Nem koşullarının karşılaştırılması

Hava debisi ödünleşmesi

Doğrulama verilerinden hesaplanan göreli farklar

Bu yüzdeler PDF’deki təcrübə və simülasyon değerlerinden hesablanmışdır. Model ümumi eğilimleri yakalasa da doğruluk bütün koşullarda yüzde 1–4 aralığında değildir.

Reaktör tasarımı üçün çıkarılabilecek kararlar

1. İşletme nemi, reaktorün temperatur və güç kontrolünde birincil ayar değişkenidir.
2. Hava debisi yalnız maksimuma çıkarılmamalı; gaz-bərk temas süresine görə optimize edilmelidir.
3. Katı sürəti güç talebine görə ayarlanırken tek geçiş çevrilməü ayrıca izlenmelidir.
4. Hava dağıtım geometrisi bypassı və təzyiq itkisinı azaltacak şekilde geliştirilmelidir.
5. aşağı keçiricilikle elde edilen termal kazanç, fan elektrik tüketimiyle birlikte qiymətləndirilməlidir.
6. Tam enerji saxlanması verimi üçün yalnız çıxış istiliksı değil, çıxış bərksının hidratlaşma derecesi de ölçülmelidir.

Mənbə və metod qeydi

Çalışmanın orijinal adı: 3D Multiphysics Modeling of a Moving-Bed Thermochemical Reactor: Performance Analysis and Optimization under Humid Air Conditions

Müəlliflər və sıraları: Sanaz Akbarzadeh; Abhishek K. Singh; Haoshui Yu; Ahmad Arabkoohsar.

Eş katkı bilgisi: PDF’de eş katkı və ya eş birinci yazarlık beyanı yoxdur.

Sorumlu yazar: Ahmad Arabkoohsar.

Sorumlu yazar e-postası: ahmar@dtu.dk

Kurumlar:

1. Department of Civil and Mechanical Engineering, Technical University of Denmark, Kgs. Lyngby, Denmark.
2. Department of Thermal and Fluid Engineering, University of Twente, the Netherlands.
3. Department of Energy, Aalborg University, DK-9220 Aalborg East, Denmark.

Yazar-kurum eşleştirmesi: Sanaz Akbarzadeh və Ahmad Arabkoohsar Technical University of Denmark; Abhishek K. Singh University of Twente; Haoshui Yu Aalborg University.

ORCID bilgileri: PDF’de yazarların ORCID numaraları verilmemiştir.

DOI: 10.2139/ssrn.6945146

Kaynak türü: Üçölçülü sayısal modelleme və parametrik reaktor performans analizi preprinti.

Rəyçilik vəziyyəti: Çalışma rəyçilikdən keçməmişdir.

Yayın platformu: SSRN.

SSRN gönderim tarihi: 15 Haziran 2026.

Sayfa sayistilik: 46. Ana metin və kaynakça ilk 24 sayfada, büyütülmüş şekiller 25–46. sayfalarda yer almaktadır.

Dergi: Hakemli bir dergi adı və ya kabul edilmiş nihai yayın bilgisi yoxdur.

Özgün dergi yayınevi: Bu sürüm üçün doğrulanamamıştır. SSRN, Elsevier tarafından işletilen açık erişimli bir erken araştırma və preprint platformudur; tədqiqat hakemli bir Elsevier dergi makalesi olarak sunulmamalıdır.

rəsmi bağlantılar:SSRN kayıt sayfası və DOI bağlantistilik.

maliyyələşmə: Çalışma Avrupa Birliği tarafından desteklenmiştir. PDF’de “A Game-Changing Solar-Thermochemical Heat Storage and Intensification Technology for the Process Heat Sector” başlıklı, proje numarası 101147098 olan Marie Skłodowska-Curie Action / Horizon Europe projesinin parçası olduğu belirtilmiştir.

maraqlar toqquşması: PDF’de ayrı bir maraqlar toqquşması beyanı yoxdur.

Yazar katkıları: PDF’de CRediT və ya benzeri ayrıntılı yazar katkistilik beyanı yoxdur.

məlumat və kod erişimi: COMSOL model dosyası, geometrik model, ağ dosyası, çözücü ayarları və ya analiz kodu paylaşılmamıştır. Doğrulamada kullanılan eksperimental veriler daha önce yayımlanmış kaynaklardan və bir grafikten sayısallaştırılan giriş nemi verisinden alınmıştır.

Yapay zekâ kullanım beyanı: Yazarlar metnin dil bilgisi və yazımını iyileştirmek üçün Microsoft Copilot kullandıklarını; içeriği daha sonra gözden geçirip düzenlediklerini və bütün sorumluluğu üstlendiklerini belirtmiştir.

Bu Türkçe makale, yüklenen 46 sayfalık PDF’nin metni, formülleri, tabloları, reaktor şemaları, ağ görseli, temperatur-nem-çevrilmə konturları, təzyiq dağılımı, akım çizgileri və parametrik grafiklerinin tamamı incelenerek hazırlanmıştır. PDF’de bulunmayan eksperimental başarı, ekonomik fizibilite, bina enerji tasarrufu, uzun dönemli malzeme ömrü və ya ticari tətbiq oluna bilənlik iddiası eklenmemiştir. Dış kaynaklar yalnız başlık, yazarlar, DOI, sorumlu yazar, SSRN kayıt tarihi və platforma statüsünün bibliyografik doğrulanması üçün istifadə edilmişdir.

PDF’de belirlenen iç tutarsızlıklar və yeniden üretilebilirlik sorunları

• Hava debisi aralığı: Yöntem bölümünde giriş debisinin 25–100 m³/saat olduğu yazılmasına rağmen sonuçlarda 110 və 140 m³/saat şərtləri istifadə edilmişdir. İncelenen real parametrik aralıq açıkça 80–140 m³/saattir.
• Başlangıç hidrat derecesi: Tuz “monohidrat” olarak tanımlanırken SrBr₂·XH₂O, X≈0 ifadesi istifadə edilmişdir. Monohidrat üçün X=1 olması beklenir; X≈0 susuz və ya susuza yakın durumu ifade eder.
• Hidrat alt indisleri: Etkin özellik denklemlerinde s1 və s0 sırasıyla hekzahidrat və monohidrat olarak açıklanmış, fakat X’in uç değerlerinin hansı faza qarşılıq geldiği net değildir.
• Doğrulama kaynağı: Metin bir yerde eksperimental doğrulamayı Kaynak [15] ilə ilişkilendirmektedir. Kaynak [15] sayısal tədqiqatdır; kullanılan eksperimental reaktor verileri şəkil və tablolara görə Kaynak [28]’den gelmektedir.
• Doğrulama hata aralığı: Özet ± yüzde 1–4 sapma bildirmektedir. cədvəl 4 değerlerinden hesaplanan göreli farklar faydalı istilikda təxminən yüzde 8’e, yatak sıcaklığında yüzde 7,07’ye kadar çıkmaktadır.
• Özgül istilik birimi: cədvəl 3’te duzun özgül istiliksı 970 J/(g·K) olarak yazılmıştır. Bu dəyər fiziksel olarak olağan dışıdır və böyük olasılıkla 970 J/(kg·K) olmalıdır.
• cədvəl numaralandırması: Hem reaktor ölçü tablosu hem ağ bağımsızlığı tablosu “cədvəl 2” olarak adlandırılmıştır.
• Ağ elemanı terminolojisi: Üçölçülü hacim modeli üçün “serbest üçgensel eleman” ifadesi istifadə edilmişdir. Görsel və COMSOL terminolojisi tetrahedral hacim ağını düşündürmektedir.
• Ağ sapmalarının referansı: Ağ bağımsızlığı tablosundaki yüzdelerin hansı ağ çözümüne görə hesaplandığı açıklanmamıştır.
• Reaksiyon yönü: Hidratasyon denklemi və reaksiya sürəti ifadesindeki işaretlerin COMSOL uygulamasında necə sınırlandırıldığı yeterince gösterilmemiştir.
• Bypass faktörünün denklemi: F_b tanımlanmakta və parametrik olarak değiştirilmektedir; fakat gösterilen reaksiya sürəti və ya taşınım denklemlerinde necə uygulandığı açıkça yazılmamıştır.
• Dehidratlaşma/hidratlaşma ifadesi: Deşarj aşamasındaki şəkil 7 açıklaması başlangıcı yanlışlıkla “dehidratlaşma başlamadan önce” olarak adlandırmaktadır. İncelenen proses hidratlaşmadur.
• Hacimsel istilik birimleri: Geçirgenlik və kinetik faktör grafiklerinin sağ eksenlerinde təxminən 1.000–4.000 değerleri “kW/m³” olarak etiketlenmiştir. Diğer bütün sonuçlar 2–5,5 kW/m³ aralığındadır. Bu eksenlerin böyük olasılıkla W/m³ olması və ya ölçek əmsalsı içermesi gerekir.
• Katı sürəti və çevrilmə: Nəticə bölümü yüksək bərk hızının çevrilmə verimini azalttığını belirtmektedir; ancaq bərk hızına karşı birbaşa çevrilmə verisi və ya enerji verimi grafiği sunulmamıştır.
• Pratik nem optimumu: 9 g/kg değeri pratik kış koşulu olarak önerilmiştir. fərqli iklimlerin nem profili, delikuesans sınırı və ya iklimsel erişilebilirlik analizi yapılmadığından bu dəyər evrensel optimum olarak yorumlanmamalıdır.
• Eksik hesaplama ayrıntıları: Zaman adımı, doğrusal olmayan çözücü, yakınsama eşikleri, stabilizasyon yöntemleri, donanım və ümumi hesaplama süresi belirtilmemiştir.

Bu tutarsızlıklar, giriş neminin və hava dağılımının reaktor performansı üzerindeki güçlü etkisini gösteren ümumi sonuçları ortadan kaldırmamaktadır. ancaq modelin müstəqil olarak yeniden üretilmesi, hata sınırlarının doğru değerlendirilmesi və tasarım önerilerinin real bir sisteme aktarılması üçün bu noktaların düzeltilmesi gerekir.