Проектирование турбомашины авиационной системы кондиционирования воздуха с электрокомпрессором и использованием парокомпрессионного и водоиспарительного охлаждения

Полный текст

ВВЕДЕНИЕ

В настоящее время наблюдается долгожданный рост заказов отечественной авиационной техники. Очевидно, что при ее проектировании необходимо использовать прогрессивные технические решения, повышающие энергоэффективность, надежность, точность получения требуемых характеристик изделий.

Обычно, исследования в области проектирования заключаются в анализе применяемых вариантов, их просчете, сравнении между собой и выборе наиболее оптимального набора отработанных серийных решений для применения в условиях поставленной задачи.

Однако, помимо вышеприведенного вариантов, существуют различные программные комплексы, которые, во-первых, облегчают расчеты всевозможных вариантов, и, во-вторых, основываясь на данных многочисленных исследований в области газо- и термодинамики реальных сред, позволяют получить результаты наиболее близкие к реальным процессам, происходящим в агрегатах.

Настоящая работа посвящена обзору предлагаемого авторского решения турбоагрегата системы кондиционирования воздуха и применению вышеупомянутых вариантов для его проектирования.

ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

Цель работы — рассчитать и обосновать энергоэффективность предложенной схемы СКВ самолета без отбора воздуха от маршевых двигателей и вспомогательной силовой установки, использующую электрокомпрессор, парокомпрессионную холодильную машину с режимом теплового насоса и водоиспарительное охлаждение; спроектировать рабочее колесо турбокомпрессора при помощи традиционных методик и современных средств моделирования, сравнить эти методы и дать заключение об их перспек- тивности.

МЕТОДЫ

Обычно, в самолетах для нужд системы кондиционирования воздуха (СКВ) сжатый воздух отбирается от компрессоров двигателей, по трубопроводам подается в узел охлаждения СКВ, где подготавливается для подачи на вентиляцию салона и охлаждение аппаратуры [1–3]. Давление воздуха на отборе от двигателя достигает значений порядка 7 бар. Воздух, прошедший через салон, выбрасывается при этом в атмосферу. Зная параметры воздуха на входе в компрессор двигателя, необходимый расход воздуха, отбираемый от компрессора, и задавшись КПД сжатия компрессором двигателя по формулам [4] можно оценить мощность, затрачиваемую двигателями в крейсерском полете для нужд СКВ:

$N_k=$$\frac{G\cdot C_p\cdot T_1\cdot ({\left(\raisebox{1ex}{$p_2$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$p_1$}\right.\right)}^{\frac{k-1}{k}}-1)}{{\eta }_k}=\frac{\raisebox{1ex}{$3500$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$3600$}\right.\cdot 1004\cdot 248({\left(\raisebox{1ex}{$7$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$0.2$}\right.\right)}^{\frac{1.4-1}{1.4}}-1)}{0.85}=500\text{ кВт}$          (1)

Затрачиваемую мощность для кондиционирования воздуха на земле летом (воздух отбирается от бортовой вспомогательной силовой установки) при стандартных условиях можно вычислить как:

$N_k=$$\frac{G\cdot C_p\cdot T_1\cdot ({\left(\raisebox{1ex}{$p_2$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$p_1$}\right.\right)}^{\frac{k-1}{k}}-1)}{{\eta }_k}=\frac{\raisebox{1ex}{$3444$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$3600$}\right.\cdot 1006\cdot 313({\left(\raisebox{1ex}{$6$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$1$}\right.\right)}^{\frac{1.4-1}{1.4}}-1)}{0.8}=250\text{ кВт}$             (2)

Предлагается использовать СКВ без отбора воздуха от двигателей самолета [5–7], в которой давление воздуха от забортного до салонного будет подниматься за счет автономного турбокомпрессора, а для минимизации затрат мощности предлагается на втором конце вала турбомашины разместить турбину (рис. 1).

 

Рис. 1. Схема предлагаемого турбоагрегата СКВ. 1 — компрессор, 2 — турбина.

Fig. 1. Schematic of the proposed ACS turbine unit. 1 — compressor, 2 — turbine.

 

В качестве узла охлаждения предлагается использовать комбинированную схему. Для охлаждения воздуха летом и нагрева воздуха зимой при стоянке на земле или маловысотном полете предлагается применить парокомпрессионную холодильную машину с возможностью работы в режиме теплового насоса. Для подготовки воздуха в полете, как показали расчеты, воздух, достаточно сжатый до салонного давления, и при этом нагретый в процессе сжатия, необходимо увлажнять водой, охлаждая его до необходимой температуры.

В таком случае, затрачиваемая в крейсерском полете мощность на нужды СКВ рассчитывается согласно формуле:

$N=$$\frac{N_{\text{УКВ}.\text{КП}}}{{\eta }_{ЭД}\cdot {\eta }_{ЭП}\cdot {\eta }_{Г}\cdot {\eta }_{КП}\cdot {\eta }_k}=\frac{9}{0.8\cdot 0.9\cdot 0.8\cdot 0.8\cdot 0.7}=28\text{ кВт}$                                                (3)

Затрачиваемая мощность на кондиционирование летом на земле (работа холодильной машины) рассчитывается по следующей зависимости:

$N=$$\frac{N_{\text{УКВ}.\text{ЛЗ}}}{{\eta }_{ЭД}\cdot {\eta }_{ЭП}\cdot {\eta }_{Г}\cdot {\eta }_{КП}\cdot {\eta }_k}=\frac{8}{0.8\cdot 0.9\cdot 0.8\cdot 0.8\cdot 0.7}=25\text{ кВт}$                                                  (4)

Значения мощностей, затрачиваемых на узел кондиционирования получены путем расчетов для соответствующих режимов.

Таким образом, при использовании предлагаемой схемы появляется выигрыш в потребляемой мощности в 16,6 раз в режиме крейсерского полета и в 10 раз в режиме стоянки летом на земле.

Стоит отметить, что современные тепловые насосы, обычно, способны работать лишь при температурах окружающего воздуха не ниже минус 25 °С. Поэтому, при более низких температурах в предлагаемой системе предусмотрен теплообменник-калорифер, нагревающий проходящий через него воздух за счет электричества. В этом случае, потребляемая мощность калорифера примерно равна потребляемой мощности при питании СКВ от бортовой вспомогательной силовой установки.

Перечисленные выше энергетические выгоды от использования предлагаемой системы позволят сократить затраты топлива на нужны СКВ, повысить максимальную дальность полета или повысить грузоподъемность самолета.

СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ РЕШЕНИЙ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ТУОБОАГРЕГАТА

Критерии Сравнения

Первый вариант расчета для проектирования предусматривает использование классических методик, основанных на уравнениях газо- и термодинамики. Для того, чтобы применить наиболее выгодное решение проводится их сравнительный анализ.

В турбоагрегате важнейшим компонентом является рабочее колесо. Для компрессорной части существует три типа рабочих колес: радиальное, осевое и осерадиальное [8–10]. Для расширительной (турбинной или детандерной) части — радиальное, осевое и радиально-осевое [11].

Применение турбоагрегата в системе кондиционирования воздуха самолета накладывает ограничение как по массе, так и по габаритам турбомашины. Поэтому критериями сравнения машин с различным типом рабочих колес, помимо энергетической эффективности, будут являться массо-габаритные характеристики.

Исходные данные

Исходными данными для расчета являются параметры воздуха на входе в турбоагрегат (компрессор и турбину), давление воздуха на выходе из турбоагрегата и расход воздуха через агрегат.

При расчете компрессорной части стоит учитывать, что воздух на входе имеет практически нулевую абсолютную скорость, поэтому следует принимать условия на входе при параметрах торможения воздуха. Поэтому дополнительным исходным данным является крейсерская скорость полета.

РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ

Для расчета описываемого турбоагрегата применялась методика, изложенная в книге [4].

В результате, проведенные расчеты показали, что:

• для компрессорной части наиболее оптимальным вариантом является использование осерадиального рабочего колеса, т.к. при этом затрачивается меньшая мощность и требуются меньшие размеры проточной части по сравнению с радиальным колесом;
• целесообразным является выбор лопаточного диффузора компрессора, позволяющего уменьшить радиальные размеры агрегата;
• для турбинной части выбрано радиально-осевое рабочее колесо, т.к. осевое и радиальное менее эффективны.

Помимо упомянутого выше расчета, также выполнялся расчет с использованием моделирования процессов в проточной части компрессора.

В качестве исходных данных принимались те же параметры. Была построена геометрия проточной части, изображенная на рис. 2.

 

Рис. 2. Геометрия проточной части, построенной для моделирования.

Fig. 2. Geometry of the flow path built for modeling.

 

Результаты 2D моделирования со следующими картинами распределения параметров газа по проточной части представлены на рис. 3.

 

Рис. 3. Картина изменения a) абсолютной скорости, b) статического давления, c) температуры газа в проточной части.

Fig. 3. Picture of changes in a) absolute velocity, b) static pressure, c) gas temperature in the flow section.

 

Для расчета проточной части компрессора применялись методы CFX моделирования. Полученые следующие результаты (рис. 4):

 

Рис. 4. Картина изменения a) статического давления, b) полного давления, c) температуры в слое в процессе сжатия в компрессоре.

Fig. 4. Picture of changes in a) static pressure, b) total pressure, c) temperature in the layer during compression in the compressor.

 

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

При использовании предложенной схемы теоретически:

1. уменьшается энергопотребление на нужды системы кондиционирования воздуха при стоянке летом на земле в 10 раз;
2. уменьшается энергопотребление на нужды системы кондиционирования воздуха в крейсерском полете в 16,6 раз;
3. энергопотребление на нужды системы кондиционирования воздуха при стоянке на земле зимой не изменяются.

В дальнейшем необходимо провести полноценный сравнительный анализ предлагаемой схемы СКВ с традиционными решениями по всем показателям и дать итоговое заключение о ее перспективности.

В результате сравнения расчетов турбоагрегата, выполненного по классической методике и выполненного при моделировании, было выявлено следующее:

1. При использовании одних и тех же исходных данных получается различная геометрия рабочего колеса. Это может быть связано с различными основными базами, заложенными в расчеты. Моделирование учитывает реальные свойства рабочего газа.
2. На картине полного давления (рис. 4b) видна зона пониженного давления в зазоре между рабочим колесом и воронкой, обусловленная перетечкой газа из области повышенного давления в область пониженного.
3. По картинам изменения давления в процессе сжатия, полученным при 2D (рис. 3b) и при 3D (рис. 4a) моделировании можно заметить, что итоговые давления некритично отличаются. В целом, 3D моделирование показывает более реальную картину изменения параметров, но для приближенных и эскизных расчетов имеет смыл пользоваться 2D моделированием, т.к. оно достаточно точно решает задачу.

ДОПОЛНИТЕЛЬНО

Вклад авторов. Все авторы внесли существенный вклад в разработку концепции и подготовку статьи, прочли и одобрили финальную версию перед публикацией.

Конфликт интересов. Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов, связанного с подготовкой и публикацией статьи.

Источник финансирования. Авторы заявляют об отсутствии внешнего финансирования при проведении исследования и подготовке публикации.

ADDITIONAL INFORMATION

Authors’ contributions. All authors made a substantial contribution to the conceptual development and preparation of this article and read and approved the final version before publication.

Competing interests. The authors declare that they have no competing interests.

Funding source. This study was not supported by external sources of funding.

Об авторах

Антон Андреевич Жаров

Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет)

Email: zharov_a@bmstu.ru
ORCID iD: 0000-0001-9945-0850
SPIN-код: 8581-1809

кандидат технических наук

Россия, 105005, Москва, Лефортовская наб., д. 1

Виктор Павлович Леонов

Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет)

Email: leonov.v.p@bmstu.ru
ORCID iD: 0009-0000-6270-0158
SPIN-код: 8983-9663

кандидат технических наук .

Россия, 105005, Москва, Лефортовская наб., д. 1

Игорь Валерьевич Тищенко

Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет); ПАО НПО «Наука»

Email: iv.tischenko@bmstu.ru
ORCID iD: 0000-0001-6094-8723
SPIN-код: 5630-4301

кандидат технических наук

Россия, 105005, Москва, Лефортовская наб., д. 1; 125124, Москва, 3-я ул. Ямского поля, вл. 2

Иван Алексеевич Микеров

Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет); АО «Туполев»

Автор, ответственный за переписку.
Email: iamikerov@mail.ru
ORCID iD: 0009-0002-0411-6249
Россия, 105005, Москва, Лефортовская наб., д. 1; 105005, Москва, набережная Академика Туполева, д. 17

Список литературы

Дополнительные файлы