aire acondicionado - guia practica v05 (2)
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Asignatura: Sistemas y Equipos de Aeronaves
Código: A025
CUATRIMESTRE: XFECHA: 3/11/2014Versión: 05
SISTEMA DE AIRE ACONDICIONADO Guía práctica
ÍNDICE
Introducción............................................................................................................................2
Condiciones de operativas.......................................................................................................4
Condiciones de inyección en cabina...................................................................................4
Condiciones de sangrado..................................................................................................5
Flujo de aire secundario....................................................................................................6
Memoria de cálculo.................................................................................................................7
Intercambiador primario....................................................................................................7
Compresor......................................................................................................................10
Intercambiador secundario..............................................................................................11
Turbina...........................................................................................................................13
Mezclador.......................................................................................................................14
Separador de agua..........................................................................................................14
Distribución de caudal.....................................................................................................15
Resultados............................................................................................................................15
Referencias...........................................................................................................................17
INTRODUCCIÓN
En la presente guía se desarrollará un ejemplo de anteproyecto parcial de un sistema de
aire acondicionado del tipo boostrap.
El sistema de control del aire ambiental tiene como objetivo el calentamiento,
enfriamiento, ventilación, distribución y control de composición del aire en el interior de la
cabina, así como el control de la temperatura, presión y humedad a bordo.
Este sistema opera en general sobre la base de un diseño redundante, de operación
paralela o independiente. Su fuente principal de energía es el aire sangrado de los
motores.
El sistema se basa en un ciclo de Brayton a la inversa. El proceso de transferencia térmica
no se realiza a temperaturas constantes, como en el caso del ciclo de Carnot. Representa
un sistema neumático de refrigeración.
En el caso de la presente guía el aire sangrado del motor se enfría en un intercambiador de
calor enfriado con aire exterior (de impacto o movido por un forzador para el caso de
operación de la aeronave en tierra), para después ser comprimido. Este caudal de aire en
la máxima presión a la que llegará el ciclo es enfriado en un segundo intercambiador
enfriado por el aire exterior. El gas es posteriormente expandido en una turbina.
Finalmente el aire resultante se mezcla con aire directamente sangrado del motor en una
proporción tal que permita cumplir con las condiciones de temperatura de inyección a la
cabina. El contenido biológico del gas a la salida del proceso es nulo, en virtud de las
temperaturas máximas a la que es sometido. El contenido de partículas es controlado
mediante filtros. Finalmente se inyecta el aire a una presión y temperatura controlada a un
sistema de distribución que lo conduce a su sitio de inyección.
En el esquema que sigue se muestra el proceso simplificado del sistema que se abordará:
Figura 1 - Esquema neumático de un sistema de aire acondicionado del tipo boostrap.
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El ciclo de aire puede graficarse en un diagrama T-S como sigue:
Figura 2 – Gráfico T-S típico de un ciclo de refrigeración tipo boostrap.
Estudiaremos en la presente guía práctica el caso de la cabina de un Airbus 330-200
estacionado sobre plataforma. Este punto de funcionamiento representa una condición
crítica para la cual el sistema deberá estar debidamente dimensionado.
La aeronave de referencia cuenta con las siguientes características: configuración de cabina
económica de 250 pasajeros máximo.
Las condiciones atmosféricas de operación son:
Temperatura ambiente: Tatm=303K=30ºCPresión ambiente:
Patm= 101300 Pa
Número de Mach: M=0
Constante del aire: Raire= 286.9 N m/Kg K
Capacidad calorífica aire: Cp=1004.67 J/K Kg
Coeficiente de expansión isoentrópica: =1,4
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Figura 3 – Equipo de acondicionamiento de aire B747.
CONDICIONES DE OPERATIVAS
Las condiciones de partida del presente caso práctico están dadas por:
condiciones que debe cumplir el aire a inyectar en la cabina (flujo de aire primario)
condiciones de aire sangrado del motor (flujo de aire primario)
condiciones del aire de enfriamiento atmosférico que se usa en los intercambiadores
(flujo de aire secundario).
Condiciones de inyección en cabina
Las condiciones de inyección de aire del flujo primario del sistema a la cabina están dadas
por:
caudal másico mínimo de aire. Este depende de la renovación mínima de aire que
se requiere para la aeronave de acuerdo a la normativa de referencia. En nuestro
caso debemos inyectar un caudal mayor al valor que impone las FAR 25, que establece
un mínimo de 0.25 kg pax/min. Resulta para este caso en: mp = 0.8 kg/s.
presión de cabina. Corresponde a la presión operativa de la cabina, y por tanto
depende del nivel de vuelo. En nuestro caso corresponde la presión de la atmósfera
estándar a nivel del mar, en equilibrio con las condiciones ambiente operativas que
resultan en: Pcab= 101300 Pa.
temperatura de cabina. Se encuentra definida por las condiciones de confort
térmico objeto del sistema. En nuestro caso corresponde a: Tcab= 295 K = 22ºC.
Las necesidades de extracción de calor de la cabina se encuentran determinadas por las
condiciones propias de la aeronave, su condición operativa y las fuentes de calor que
impactan en la cabina. En nuestro caso estas fuentes se encuentran evaluadas en la tabla
que sigue:
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Fuentes generales de calor
FuentePotencia por
unidadUnidades
Potencia por
fuente
Pasajeros 75 W 200 Pax 15.000 W
Cocina 2400 W 0% 0 W
Radiación solar trasmitida 0 W 50 m2 0 W
Resistencia eléctrica
trasmitidaGl Gl 6521 W
Calor intercambiado - fuselaje 0 W 200 m2 0 W
Calor intercambiado - piso 0 W 50 m2 0 W
Total Qcab=21.521 W
El modelo de enfriamiento adoptado se realiza sobre la hipótesis que el aire inyectado y el
contenido en la cabina tienen idéntica composición y que además es aire seco. Bajo tales
condiciones entonces tenemos que: Qcab = mp cp (Tcab – Tiny)
De la expresión precedente puede determinarse la temperatura de la masa a inyectar en la
cabina por el sistema de acondicionamiento de aire T inyección. Por otro lado la presión de
inyección a la cabina se considerará igual a la presión en la cabina.
Por tanto tenemos:
Tiny = 268 K
Piny=Pcab=Patm
Condiciones de sangrado
El aire de sagrado del motor entra al sistema de enfriamiento (denominado comúnmente
Cooling Pack) a través de un convertidor de ozono (que utiliza un proceso catalítico de
conversión de ozono en aire), para pasar luego por la válvula de control de caudal. El
presente proceso implica una pérdida de presión de las condiciones de sangrado a aquellas
de ingreso al sistema de acondicionamiento de aire. En el presente caso despreciaremos la
pérdida de carga correspondiente.
Para nuestro caso práctico consideraremos:
P1= 44.6 psi
T1=423 K
Flujo de aire secundario
Las condiciones del flujo de aire que será utilizado como fuente fría en los
intercambiadores aire-aire, dependerá de las condiciones operativas del caso.
Si las condición de operación de la aeronave es la de vuelo, entonces deberá considerarse
la temperatura y presión del aire de impacto, asociado al número de Mach de la condición.
Sus expresiones se transcriben a continuación:
5
TRAM = Tatm (1+((-1)/2) M2)
PRAM = Patm (1+(/2) M2)
En el caso propuesto, la condición de operación es en tierra, por lo tanto el caudal de aire
estará determinado por la acción de un forzador del flujo y las condiciones de entrada del
aire al forzador serán las atmosféricas.
Se considerará un ventilador axial como dispositivo de inyección de aire secundario, cuyo
accionamiento se realizará mediante la transferencia de potencia motriz del conjunto
compresor-turbina. La eficiencia típica de un ventilador axial que puede adoptarse al 80%
del caudal máximo [4] es: fan 0,5.
Se adopta un caudal movido por el ventilador dado por:
mfan = 6 mp = 4,8 kg/s
La densidad del gas (aire) a la entrada del ventilador es:
atm = Patm/(Raire Tatm) = 1,18 kg/m3
El caudal volumétrico movido por el ventilador resulta:
qfan = mfan /fan= 4,1 m3/s
Se adopta como presión diferencial que introduce el ventilador a:
Pfan = 2000 Pa
La potencia consumida por el ventilador, que deberá ser provista por el sistema, estará
dada por:
Wfan = Pfan qfan /fan = 22,1 hp
Deberá diseñarse un sistema tal que verifique la existencia de un excedente de potencia
superior al valor consumido por el ventilador. Por otro lado también deberá verificar que el
conducto por donde pasa el flujo secundario esté dimensionado para permitir el flujo
volumétrico previsto.
6
MEMORIA DE CÁLCULO
Sobre la base de las condiciones operativas del sistema el flujo primario de aire se
encontrará sometido a una serie de procesos de tratamiento, los cuales se modelan
simplificadamente en los apartados que siguen.
Intercambiador primario
Para el intercambio térmico se considerará un intercambiador aire-aire típico, el cual
incluye en el mismo cuerpo el intercambiador primario y el secundario.
Figura 4 - Intercambiador típico aire-aire de un B737
Los esquemas que siguen figuran la disposición geométrica de las placas de intercambio y
la mecánica de transmisión de calor.
Figura 5 – Esquemas de disposición geométrica y perfiles de temperatura de un intercambiador aire-aire de flujo cruzado
El presente modelo supone establecer una determinada geometría y salto de temperatura
del flujo primario a ser verificado.
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El intercambiador primario que se propone es de flujo cruzado, compuesto por placas y
aletas formando conductos cuadrados. Sus características geométricas están dadas por:
Largo: Lint=0,6m
Ancho: Bint=0,3m
Profundidad: Dint=0,6m
Sección: Aint= Lint Bint=0,18 m2
Separación entre placas: eint=0,005m
Número de conjuntos intercambiadores
Los parámetros que caracterizan a los intercambiadores que utilizaremos son:
Longitud sobre diámetro hidráulico:
Superficie de intercambio:
Determinación del calor intercambiado
A los fines de estimar el intercambio térmico se propone un salto de temperatura en el
flujo primario, el cual deberá verificarse por medio de la evaluación de valores globales de
intercambio térmico (que tienen convalidación experimental).
T=70K (a)
Por tanto:
T2 = T1 - 70 K
En función del salto de temperatura estimado en el flujo primario se calcula el calor
intercambiado partiendo de la hipótesis que los efectos de aceleración y desaceleración de
los flujos se compensan mútuamente.
La temperatura del flujo secundario a la salida del intercambiador está dada por:
Para la evaluación de los valores globales de intercambio térmico se utilizará un modelo
basado en información experimental. Para tal fin es necesario definir la temperatura media
de los flujos como parámetro del modelo que será utilizado:
La efectividad del intercambiador se define como:
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El coeficiente global de intercambio térmico típico para un sistema de flujos de aire
cruzados, con flujo secundario a presión aproximadamente igual a la atmosférica [5]
resulta:
La efectividad promedio que experimentalmente se verifica resulta:
Con el parámetro que se computa es posible obtener el factor F [5].
Fk=1
El calor intercambiado que se estima resulta:
Si comparamos Qint1’ y Qint1 es posible observar que los valores difieren en un 4% y por
tanto puede asumirse a los fines del presente trabajo que el salto de temperatura
propuesto en (a). De la misma manera puede evaluarse la estimación de salto de
temperatura a partir de la comparación entre la efectividad del intercambiador.
Determinación de la caída de presión
La caída de presión en el intercambiador puede estimarse a partir del cómputo de caídas
de presión en la entrada del flujo principal al intercambiador, la caída a la salida, y la caída
en el núcleo.
La caída de presión a la salida del intercambiador puede estimarse como:
, donde Ks es el coeficiente de expansión que estimativamente toma
el valor de 0,55 [5].
La velocidad V2 está dada por , donde la densidad resulta de una estimación que
supone proponer una pérdida de carga global en el intercambiador, que en este caso se
adopta como de 1% .
Por tanto se tiene que:
La caídad de presión a la entrada del intercambiador puede estimarse como:
, donde Ke es coeficiente de expansión que estimativamente toma el
valor de 0,2 [5].
9
La velocidad V1 está dada por =1,75 m/seg
Por tanto se tiene que:
La caída de presión en el núcleo está dada por la siguiente expresión de origen empírica:
Donde:
ff: factor de fricción cuyo valor se adopta como de 1,1 [5].
,
.
Por lo tanto la caída de presión total será:
La presión a la salida del intercambiador será:
, que representa un 99% de la presión de entrada.
Compresor
Se propone un salto de presión que será parámetro de diseño del compresor:
, donde fc=2.
Como hipótesis simplificativa se adopta que la compresión es isoentrópica y por tanto:
La relación volumétrica consecuencia de las consideraciones realizadas resulta:
El presente valor resulta admisible desde el punto de vista de la factibilidad de su
construcción y diseño.
La potencia que consumirá puede estimarse como:
Intercambiador secundario
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Como se presentó anteriormente ambos intercambiadores, primario y secundario, de
acuerdo a las características constructivas del intercambiador, comparten:
mismo cuerpo
idénticas características geométricas y dimensionales
idénticas condiciones de entrada del flujo secundario
El presente modelo supone establecer una determinada geometría y salto de temperatura
del flujo primario a ser verificado.
El intercambiador primario que se propone es de flujo cruzado, compuesto por placas y
aletas formando conductos cuadrados. Sus características geométricas están dadas por:
Determinación del calor intercambiado
A los fines de estimar el intercambio térmico se propone un salto de temperatura en el
flujo primario, el cual deberá verificarse por medio de la evaluación de valores globales de
intercambio térmico (que tienen convalidación experimental).
T=70K (b)
Por tanto:
T2 = T1 - 70 K
En función del salto de temperatura estimado en el flujo primario se calcula el calor
intercambiado partiendo de la hipótesis que los efectos de aceleración y desaceleración de
los flujos se compensan mútuamente.
La temperatura del flujo secundario a la salida del intercambiador está dada por:
Para la evaluación de los valores globales de intercambio térmico se utilizará un modelo
basado en información experimental. Para tal fin es necesario definir la temperatura media
de los flujos como parámetro del modelo que será utilizado:
La efectividad del intercambiador se define como:
El coeficiente global de intercambio térmico típico para un sistema de flujos de aire
cruzados, con flujo secundario a presión aproximadamente igual a la atmosférica [5]
resulta:
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La efectividad promedio que experimentalmente se verifica resulta:
Con el parámetro que se computa es posible obtener el factor F [5].
Fk2=1
El calor intercambiado que se estima resulta:
Si comparamos Qint1’ y Qint1 es posible observar que los valores difieren en un 7% y por
tanto puede asumirse a los fines del presente trabajo que el salto de temperatura
propuesto en (b). De la misma manera puede evaluarse la estimación de salto de
temperatura a partir de la comparación entre la efectividad del intercambiador.
Determinación de la caída de presión
La caída de presión en el intercambiador puede estimarse a partir del cómputo de caídas
de presión en la entrada del flujo principal al intercambiador, la caída a la salida, y la caída
en el núcleo.
La caídad de presión a la salida del intercambiador puede estimarse como:
, donde Ks es el coeficiente de expansión que estimativamente toma
el valor de 0,55 [5].
La velocidad V4 está dada por , donde la densidad resulta de una estimación que
supone proponer una pérdida de carga global en el intercabiador, que en este caso se
adopta como de 1%. Por tanto:
.
Como conclusión se tiene que:
La caídad de presión a la entrada del intercambiador puede estimarse como:
, donde Ke es coeficiente de expansión que estimativamente toma el
valor de 0,2 [5].
La velocidad V1 está dada por =1,75 m/seg
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Por tanto se tiene que:
La caída de presión en el núcleo está dada por la siguiente expresión de origen empírica:
Donde:
ff: factor de fricción cuyo valor se adopta como de 1,1 [5].
,
.
Por lo tanto la caída de presión total será:
La presión a la salida del intercambiador será:
, que representa un 99% de la presión de entrada.
Turbina
Se propone un salto de presión que será parámetro de diseño de la turbina:
, donde ft=3,1.
Como hipótesis simplificativa se adopta que la compresión es isoentrópica y por tanto:
La relación volumétrica consecuencia de las consideraciones realizadas resulta:
El presente valor resulta admisible desde desde el punto de vista de la factibilidad de su
construcción y diseño.
La potencia que consumirá puede estimarse como:
Mezclador
Para la regulación previa a la inyección de la temperatura, se mezcla aire sangrado del
motor, de caudal ms, con aire de salida de la turbina mediante una válvula reguladora de
caudal para lograr la temperatura de inyección prevista en las condiciones de operación.
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A los fines de la estimación del caudal inyectado al flujo principal se considera como
hipótesis que la mezcla es de dos flujos de aire seco.
La expresión del equilibrio resulta:
Por tanto:
Separador de agua
Será necesario estimar la caída de presión en el separador de agua. Típicamente puede
asumirse que resulta en 100 Pa.
El diseño esquemático de los separadores se muestra a continuación:
Figura 6 – Separador de agua de un A330. En la figura superior se muestra un esquema de funcionamiento, mientras que la de abajo presenta una fotografía del separador instalado en la aeronave.
Distribución
Deberá considerarse una estimación de la caída de presión en el sistema de tratamiento mezcla
y distribución de aire en cabina. Particularmente este dependerá de:
Sectorización
Sistema de recirculación
Cámara de mezcla
Sistema de distribución/regulación
Filtrado de partículas (HEPA)
Filtrado de vapores
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Figura 7 – Sistema de distribución de aire acondicionado de un B737.
Figura 8 – Distribución de flujos de aire acondicionado para una cabina de pasajeros típica.
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RESULTADOS
El balance general de potencia del sistema debe verificar un exedente a los fines de la presente
guía:
El resumen de presiones y temperaturas se presenta a continuación:
Índice Temperatura Presión
Atmósfera K 101300 Pa
1 423 K 307500 Pa
2 353 K 307500 Pa
3 430 K 614000 Pa
4 360 K 613800 Pa
5 261 K 198000 Pa
Inyección 268 K 101300 Pa
Salida flujo secundario 314 K 307500 Pa
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REFERENCIAS
[1] International Standard Atmosphere.
[2] Dynamic simulation of innovative air conditioning. C. Müller, D. Scholz, T. Giese.1st
CEAS European Air and Space Conference.CEAS-2007-466.
[3] FAR 25.
[4] Industrial Ventilation. A Manual of Recommended Practice. 23rd Edition.1998.
[5] Transferencia de calor. Anthony F. Mills. Irwin. 1995.
[6] ASHRAE Applications Handbook. American Society of Heating, Refrigerating, and Air-
Conditioning Engineers. 2003.
[7] Refrigeration and air conditioning. Aurora. Segunda edición. Tata McGraw-Hill, 2000.
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