CC BY
37
собие [Текст] / Н. А. Грудин / Учебно-методический центр по образованию на железнодорожном транспорте. - М., 2009. - 144 с.
4. Овчаренко, С. М. Моделирование расходных характеристик с учетом технического состояния дизель-генераторной установки тепловоза [Текст] / С. М. Овчаренко, П. С. Кор-неев // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2011. - № 4. -С. 26 - 30.
5. Сидоренко, А. С. Ограничения алгоритмов параллельных вычислений в цифровой обработке сигналов [Текст] / А. С. Сидоренко // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2010. - № 3. - С. 89 - 93.
6. Грицутенко, С. С. Адекватность использования аналогий в цифровой обработке сигналов [Текст] / С. С. Грицутенко // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2010. - № 2. - С. 80 - 86.
УДК 629.4.048.3:681.5.017
А. Ю. Громов
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВАГОННОГО КОНДИЦИОНЕРА С ПОВЫШЕННОЙ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТЬЮ
В статье представлены методика и результаты экспериментальных исследований возможности повышения холодопроизводительности установки кондиционирования воздуха в составе пассажирского вагона без дополнительных затрат электрической энергии на работу компрессора.
В работах [1 - 5] приведены теоретические исследования особенностей функционирования вагонного кондиционера.
В результате численного исследования построенной математической модели, описывающей процессы теплопоступлений в вагон, дана количественная оценка влияния солнечной радиации на тепловую нагрузку, воздействующую на пассажирское помещение.
При рассмотрении процессов, протекающих между крышей вагона и набегающим воздушным потоком, с учетом аэродинамических особенностей его движения при различных режимах, установлено существенное увеличение тепловых потоков, проходящих через поверхность крыши, при переходе на низкие скорости движения поезда. Это увеличение составляет порядка 1,5 кВт [1].
Кроме того, поток от солнечной радиации, проходящий через крышу вагона при низких скоростях движения поезда, оказывает существенное влияние на предварительно охлажденный воздух, движущийся по нагнетательному воздуховоду системы вентиляции.
Определено, что при низких скоростях движения поезда температура воздуха, подаваемого в последнее купе вагона, может превышать допустимый температурный уровень более чем на 4 °С.
С учетом возможности использования термостойких красок и энергосберегающих мембран, позволяющих снизить радиационный поток через ограждения вагона более чем на 15 %, установлено, что необходимое значение холодопроизводительности вагонного кондиционера при наихудших климатических условиях эксплуатации вагона (температура наружного воздуха 32 °С, относительная влажность 40 %, интенсивность прямой солнечной радиации - 900 Вт/м ) должно составлять более 31 кВт [1, 2].
Номинальная холодопроизводительность существующих моноблочных кондиционеров типа УКВ-31 и УКВ ПВ различных модификаций имеет среднее значение около 28 кВт.
С целью совершенствования существующих кондиционеров была разработана принципиальная пневмогидравлическая схема установки кондиционирования воздуха для пассажирского вагона с повышенной термодинамической эффективностью.
Теоретические исследования показали, что предлагаемая схема при наихудших климатических условиях эксплуатации вагона позволяет повысить холодопроизводительность УКВ на величину порядка 3 кВт за счет использования энергии рециркуляционного воздушного потока, удаляемой из вагона в процессе воздухообмена [3, 5].
Включение в замкнутую холодильную систему ультракоротких волн (УКВ) дополнительного теплообменного агрегата, обеспечивающего переохлаждение жидкого хладагента, поступающего из конденсаторов, за счет энергии рециркуляционного воздушного потока в целом дает возможность повысить эффективность данной системы по сравнению с существующими установками. Повышение эффективности выражается в экономии около 1 кВт электроэнергии на работу компрессора при достижении одного и того же уровня по холодо-производительности [4].
В связи с этим основными задачами проведенного экспериментального исследования были следующие:
экспериментальное подтверждение сделанных теоретических выводов о работоспособности УКВ с повышенной термодинамической эффективностью в условиях, характерных для эксплуатации в пассажирском вагоне;
подтверждение адекватности построенной математической модели.
Моделирование реальных параметров на макетной установке проводилось с использованием масштабирования как геометрических размеров реальных агрегатов, так и протекающих теплофизических процессов.
Для исследования параметров теплообменных агрегатов использовались критериальные уравнения термодинамического подобия теплофизических процессов.
Температурные и физические поля вокруг геометрически подобных тел являются подобными, когда температура и скорость вокруг границ этих тел подобны, а критерии Рейнольд-са, Прандтля, Нуссельта и Эккерта имеют постоянную величину.
Система уравнений для определения параметров потока, записанная в безразмерной форме, имеет вид [6]:
и ' = Г (х',Яе); р = / (х',Яе);
Ыи = / (х',Яе,Рг); (1)
Nu =
drí
где u' = u / us, p= p / pus2, At' = At / Atw - безразмерные зависимые переменные скорости, давления и температурного напора;
x' = x / d - безразмерная независимая переменная координаты произвольной точки поверхности.
Выражения (1) позволяют определить параметры установки в условиях эксплуатации в составе вагона.
Полученные значения безразмерных величин термодинамического подобия дают возможность перевести геометрические и тепло физические параметры УКВ на макетный образец.
Холодильный цикл системы охлаждения вагонного кондиционера в координатах i - lgp схематично приведен на рисунке 1.
Из рисунка 1 видно, что значение холодопроизводительности кондиционера Q0 определяется разностью энтальпий процесса дросселирования хладагента (участок 6 - 8) и на выходе из испарителя (характеристическая точка состояния 10).
Процесс кипения хладагента в испарителе протекает при постоянных температуре t0 и давлении p0, а величина перегрева в точке 10 регулируется расходом рабочего тела через
терморегулирующий вентиль (участок 6 - 8) в зависимости от значения энтальпии хладагента на его входе (точка состояния 6).
Таким образом, значение холодопроизводительности кондиционера будет полностью определяться параметрами хладагента в точке 6 [4].
р, бар А
рк
Р0
и & 5 4 3 2 ■ ^ V -е1 А
I 1 / п /т 8 9/10/1
Рисунок 1 - Цикл кондиционера на диаграмме I - ¡^: I - удельная энтальпия хладагента; р - абсолютное давление хладагента;
I - область однофазного состояния хладагента (жидкости);
II - область двухфазного состояния хладагента (жидкость и пар);
III - область однофазного состояния хладагента (перегретый пар)
В связи с этим для оценки возможности повышения холодопроизводительности установки кондиционирования воздуха за счет использования энергии рециркуляционного воздушного потока с параметрами, характерными для условий в пассажирском вагоне, необходимо и достаточно количественно исследовать снижение температуры хладагента перед входом в терморегулирующий вентиль.
При создании экспериментального стенда в холодильный контур действующей УКВ был включен дополнительный теплообменный агрегат, выбранный согласно результатам теоретического исследования его параметров для реальной установки и выполненный в геометрии и массогабаритных размерах, характерных для макетной установки.
Таким образом, экспериментальные исследования сводятся к определению параметров жидкого хладагента на выходе из теплообменного агрегата при различных расходе и значениях температуры омывающего его поверхность воздушного потока.
В таблице представлены геометрические и тепло физические параметры для рассматриваемого теплообменного агрегата для условий эксплуатации на вагоне и условий для макет -ной установки, полученные с помощью безразмерных величин термодинамического подобия тепло физических процессов.
Геометрические и теплофизические параметры для рассматриваемого теплообменного агрегата для условий эксплуатации на вагоне и для макетной установки
Параметр Рабочие параметры теплообменника-переохладителя
для условий эксп- для макетной
луатации на вагоне установки
Площадь теплообменной поверхности, м2 0,602 0,064
Тепловая нагрузка на теплообменник, кВт 2 0,237
Массовый расход хладагента, кг/с 0,185704 0,0222535
Скорость хладагента в трубке, м/с 2,55 0,3
Интервал исследуемых объемных расходов воздуха через теплообменник, м3/ч 800 - 1000 90 - 120
Интервал значений исследуемой температуры воздуха на входе в теплообменник, °С 24 - 26 24 - 26
При проектировании экспериментальной УКВ особое внимание обращалось на уменьшение числа влияющих факторов окружающей среды на контролируемые параметры. Для этого была предусмотрена дополнительная теплоизоляция как самого теплообменника, так и хладоновых трубопроводов, соединяющих агрегаты. Для повышения достоверности измерений теплообменный агрегат был помещен в специальный алюминиевый короб, покрытый снаружи слоем теплоизоляции и отражающим солнечные лучи материалом.
Схема экспериментального стенда представлена на рисунке 2.
Рисунок 2 - Схема экспериментального стенда: КМ1 - компрессор; К1 - конденсаторный блок; АТ1 - теплообменник-переохладитель;
ТРВ1 - терморегулирующий вентиль; В01 - воздухоохладитель; М1 и М2 - монометры;
ЭИТ1 - электронный индикатор температуры; ДТ1 и ДТ2 - датчики температуры хладагента;
В1 - осевой воздушный вентилятор; Т1 - термометр; РВ1 - крыльчатый анемометр;
ЭН - электронагреватель воздуха
Основным элементом созданного стенда экспериментальной установки является авто -номный кондиционер воздуха (АКВ) КВ0.6760.00 для кабины машиниста тепловоза, который серийно выпускается предприятием ООО НТК «Криогенная техника» г. Омска [6].
Рабочее давление на входе и выходе теплообменника АТ1 измерялось с помощью образцовых манометров М1 и М2 со шкалой 0 - 100 кгс/см , а температура - с помощью датчиков температуры ИС567А (на схеме ДТ1 и ДТ2) с классом точности 2 и диапазоном значений измеряемой температуры от 77,15 до 473,15 К, сигналы с которых подавались на 8-канальный электронный индикатор (ЭИТ) УКТ-38.
Температурные параметры воздушного потока, подаваемого в теплообменник осевым вентилятором В1, регулировались с помощью воздушного электронагревателя и замерялись электронным термометром Т1.
Расход воздуха через теплообменник контролировался с помощью крыльчатого анемометра ДА-4000 с пределом измерения 4000 м /ч.
Для созданного экспериментального стенда разработана методика проведения исследований, позволяющая оценить результаты измерений и провести проверку адекватности теоретических вычислений.
Количество факторов, влияющих на результаты данного эксперимента, достаточно велико - это температура хладагента на входе в теплообменник ¿хвх, давление жидкого хладагента на входе в теплообменник рх вх, температура и расход воздуха через теплообменник ¿в вх, Ув, температура и давление окружающей среды, качество теплообменной поверхности и оребре-ния, наличие загрязнений внутри трубок теплообменника, влажность воздуха, работа других агрегатов установки и др.
= 1
Если оптимизировать работу теплообменника по всем перечисленным параметрам, то необходимо проводить многофакторный эксперимент с числом факторов около 10.
Проводить такой эксперимент и затем обрабатывать его результаты сложно, поэтому при исследовании принимались в расчет два основных фактора - ¿ввхя Ув, которые должны наиболее сильно влиять на работу теплообменника.
Оптимизация для выбранных факторов проводится по величине температуры хладагента на выходе из агрегата ¿х вых.
Из теоретического исследования работы теплообменника-переохладителя известно, что между каждой независимой (4 Вх, Ув) и зависимой (¿х вых) переменными существует линейная связь, следовательно, функция ¿х вых = /(¿в вх, Ув) также является линейной, следовательно, уравнение регрессии будет множественным линейным и в общем виде запишется следующим образом [7]:
¿хвых = ^ввх + а2у + К
(2)
где а1 - коэффициенты уравнения регрессии;
Ь0 - случайная величина, выражающая случайный характер результирующей переменной ¿хвых.
При проведении экспериментальных исследований использовались значения параметров хладагента Я134а и его теплофизических свойств, выбранные из таблиц его состояния [8].
На рисунке 3 представлены результаты экспериментальных исследований, а также график линейной регрессии, показывающий усредненную зависимость между расходом воздуха через теплообменник и температурой хладагента на выходе из него, полученную по экспериментальным данным, с учетом случайного характера результирующей переменной.
Для проверки адекватности математической модели действительным процессам, протекающим в теплообменнике, было проведено сравнение результатов теоретических и экспериментальных исследований.
29Л
27,5
16.5
25.э
24,5
41 * * * __< •
° * * □ Т_Е ав н --аЛН□ п ** г
н □ В п [
□ о-4—
90
100
з. м ч
120
Объемный расход воздушного потока, Ув
Рисунок 3 - Результаты экспериментальных исследований зависимости между объемным расходом воздуха через теплообменник и температурой хладагента на его выходе
Сопоставление экспериментальных и расчетных данных зависимости температуры хладагента на выходе из теплообменника от расхода воздушного потока представлено на рисунке 4.
№ 3(11) 2012
Зависимости, представленные на рисунке 4, построены для температуры воздуха на входе в теплообменник ^ вх, равной 26 °С.
Т
ся
15
<и
о
й
3 X
14 3
<Й М X
к
<Й й
н И
к к
<и К
и к
о <и
3 ю
о
о
<Й ч
а с
Ь <и
н н
й
а
<и
с
<и
Н
29
0С
23
27.:
26.5
Объемный расход воздушного потока, Уъ
Рисунок 4 - Сопоставление экспериментальных и расчетных данных зависимости температуры хладагента на выходе из теплообменника от расхода воздушного потока
График зависимости тепловой нагрузки на теплообменник от объемного расхода воздушного потока при наложении расчетной зависимости на эксперимент приведен на рисунке 5.
1000 1100 м3/4
Объемный расход воздушного потока, Уъ -
1300
Рисунок 5 - График зависимости тепловой нагрузки на теплообменник от объемного расхода воздушного потока при наложении расчетной зависимости на эксперимент
Зависимости, показанные на рисунке 5, построены для условий эксплуатации теплообменника в вагоне на основании данных, представленных на рисунке 4.
Чем большее значение имеет величина расхода воздушного потока через теплообменник,
тем больше расчетные данные приближаются к экспериментальным.
Согласно данным, представленным на рисунке 5, при объемном расходе воздушного потока 1000 м /ч экспериментальное и расчетное значения тепловой нагрузки различаются на 9 %, а при расходе 1300 м3/ч - на 5 %.
С целью уменьшения погрешности аналитических исследований в выражение для определения величины тепловой нагрузки на теплообменник введен коэффициент корреляции 0,945. Построенная с учетом данного коэффициента теоретическая кривая во всем рассматриваемом диапазоне расхода воздушного потока отличается от экспериментальной не более чем на 5 %.
Кроме того, представленная на рисунке 5 экспериментальная зависимость подтверждает результаты теоретических исследований о том, что во всем рассматриваемом диапазоне объемного расхода воздуха, идущего из вагона, и при наихудших условиях в исследуемом температурном интервале теплообменный агрегат в состоянии отводить от жидкого хладагента тепловой поток в размере 3 кВт.
Проведенная проверка предпосылок регрессионного анализа показала, что для модели выполняются все условия Гаусса - Маркова.
Температура жидкого хладагента на выходе из теплообменника изменяется по линейному закону в зависимости от параметров воздушного потока. Коэффициент Фишера для полученных расчетных и практических значений составил 0,90 (см. рисунок 4).
Таким образом, на основании проведенных теоретических и экспериментальных исследований можно сделать вывод о том, что предложенное схемное решение, направленное на повышение холодопроизводительности вагонного кондиционера, при существующих параметрах рециркуляционного воздушного потока в вагоне позволяет получить, при наихудших условиях эксплуатации вагона, около 3 кВт дополнительного холода по отношению к существующим кондиционерам при тех же затратах электрической энергии на работу компрессора.
Результаты экспериментальных исследований подтверждают адекватность предложенных математических моделей. Расхождение между численными и экспериментальными значениями не превысило 5 %.
Список литературы
1. Матяш, Ю. И. Количественная оценка влияния солнечной радиации на работу вагонного кондиционера [Текст] / Ю. И. Матяш, А. Ю. Громов // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2011. - № 2. - С. 9 - 16.
2. Матяш, Ю. И. Количественная оценка степени влияния скорости подвижного состава на величину перегрева крыши пассажирского вагона под воздействием солнечной радиации [Текст] / Ю. И. Матяш, А. Ю. Громов // Транспорт Урала. - 2010. - № 4. - С. 45 - 47.
3. Матяш, Ю. И. Разработка вагонного кондиционера с пониженным потреблением электрической энергии [Текст] / Ю. И. Матяш, В. П. Клюка, А. Ю. Громов // Технология обеспечения ремонта и повышение динамических качеств железнодорожного подвижного состава: Матер. всерос. науч.-техн. конф. с междунар. участием / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск, 2011. С.
4. Матяш, Ю. И. Снижение энергопотребления пассажирских вагонов за счет совершенствования схемного решения установок кондиционирования воздуха [Текст] / Ю. И. Матяш,
B. П. Клюка, А. Ю. Громов // Ресурсосберегающие технологии на Западно-Сибирской железной дороге: Матер. науч.-практ. конф. / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск, 2010. -
C. 205.
5. Пат. 110462 (ЯИ), МПК Г25В 1/04 Установка кондиционирования воздуха пассажирского вагона / Ю. И. Матяш, А. Ю. Громов. № 2011124814.28; заявл. 17.06.2011, опубл. 20.11.2011. Бюл. №32.
6. Эккерт, Э. Р. Теория тепло- и массообмена [Текст] / Э. Р. Эккерт, Р. М. Дрейк. - М.:
Госэнергоиздат, 1961. - 681с.
7. Справочник по физико-техническим основам криогеники [Текст] / М. П. Малков, И. Б. Данилов и др. - М.: Энергоатомиздат, 1984. - 392 с.
8. Матяш, Ю. И. Моделирование процессов протекания жидкости в ультрафиолетовом стерилизаторе модернизированной системы водоснабжения пассажирского вагона [Текст] / Ю. И. Матяш, О. С. Томилова, В. В. Томилов // Известия Транссиба. / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2011. - № 2. - С. 16 - 21.
9. Харламов, В. В. Применение теории подобия при моделировании износа коллекторно-щеточного узла тягового электродвигателя [Текст] /В. В. Харламов, П. К. Шкодун, А. В. Долгова // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2011. -№ 4. - С. 57 - 63.
10. Матяш, Ю. И. Устройство для обеззараживания воды в пассажирских поездах дальнего следования [Текст] / Ю. И. Матяш, О. С. Томилова // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2010. - № 4. - С. 23 - 27.
11. Ибрагимова, О. А. Направления совершенствования работы существующих источников тепла [Текст] / О. А. Ибрагимова, В. М. Лебедев // Известия Транссиба / Омский гос. ун-т путей сообщения. - Омск. - 2010. - № 4. - С. 44 - 49.
УДК 656.6.08
Е. Г. Гурова
К ПРИМЕНЕНИЮ СУПЕРМАГНИТОВ В УСТРОЙСТВАХ ВИБРОЗАЩИТЫ
ПОДВИЖНОГО СОСТАВА
В статье предложено применение неодимовых супермагнитов в устройствах виброзащиты подвижного состава. Компенсатор жесткости может быть выполнен как два встречно включенных супермагнита. Приведены расчетные характеристики супермагнитов.
В настоящее время необходимость снижения уровней вибрационных колебаний в промышленности, на любом виде транспорта, а также на производстве является одной из самых актуальных задач, на решение которой направлены усилия многих научных коллективов. Вибрация вредно влияет на работоспособность различных устройств и машин, снижая их надежность. Нередко механические колебания становятся причиной аварий подвижного состава, но особенно негативно вибрация влияет на человека.
Сегодня существует достаточно много средств снижения уровня вибрации: пассивные и активные виброзащитные устройства, динамические гасители колебаний и др. Однако наиболее перспективным методом снижения уровня вибрации является применение виброизо-лирующих устройств с плавающим участком нулевой жесткости. Принцип действия таких устройств заключается в следующем: при ограниченном ходе виброизолирующего хода подвески Н и при заданном диапазоне изменения усилий от Рт1П до Ртах, передаваемых от защищаемого вибрирующего объекта, силовые характеристики таких устройств представляют собой бесконечное множество отрезков прямых, равных по длине размаху колебаний, параллельных оси абсцисс, и расположенных своими серединами на отрезке АВ, угол наклона которого равен жесткости подвески (рисунок 1) [4].
Получить участок силовой характеристики с нулевой жесткостью можно путем включения параллельно упругому элементу специального устройства, называемого компенсатором или корректором жесткости с падающей силовой характеристикой. Суммарная характеристика виброизолятора с компенсатором жесткости показана на рисунке 2.
В качестве компенсатора жесткости предлагались различные варианты конструкции: ме-
