Quando si parla di progettazione di cappe di aspirazione per migliorare l'efficienza energetica e ridurre la resistenza aerodinamica, un aspetto cruciale riguarda il comportamento dei vortici (VZ) creati dal flusso d'aria che attraversa il sistema. Le simulazioni numeriche basate sulla fluidodinamica computazionale (CFD) giocano un ruolo fondamentale nell'identificazione delle zone critiche dove si formano i vortici primari e secondari. L'analisi di questi vortici e il modo in cui l'intervento di sagomatura modifica le loro caratteristiche permettono di ottimizzare il design delle cappe e migliorare la loro prestazione.

Il concetto di VZ primario e secondario è essenziale per comprendere come il flusso d'aria si comporta durante il passaggio attraverso una cappa di aspirazione. In particolare, quando la geometria della cappa viene modificata per ottimizzare il flusso, possono formarsi dei vortici secondari che influenzano in modo significativo la resistenza aerodinamica, la cosiddetta LDC (coefficient of drag). In uno studio condotto su una cappa con una lunghezza della flangia di 3R e angolo di apertura α = 15°, la modellazione numerica ha mostrato una riduzione significativa della resistenza aerodinamica. La LDC è diminuita del 19,8% rispetto al design non sagomato. L'effetto della sagomatura prolungata lungo la prima zona di vortice secondario ha comportato una riduzione ulteriore della LDC del 23,1%, portando a una diminuzione totale del 42,9%. Tuttavia, la formazione di un secondo vortice secondario ha avuto un effetto opposto, facendo aumentare la LDC del 18,7%, a causa dell'errore numerico legato alla bassa magnitudine della resistenza in quest'area.

La questione della riduzione della resistenza aerodinamica diventa ancor più interessante quando si considera il comportamento di una cappa con un angolo di inclinazione della flangia pari a 0°, corrispondente a una bocca di aspirazione rotonda. In questo caso, la sagomatura lungo la prima VZ ha portato alla formazione di un vortice secondario, e una successiva modifica lungo questa zona ha comportato una riduzione della LDC fino a 0,461, ossia una diminuzione del 15,5%. Questo fenomeno è stato definito come una "cascata" di vortici, con una sequenza di modifiche che influiscono sulla performance aerodinamica in modo graduale ma rilevante.

Un'altra considerazione importante riguarda la relazione tra la LDC e le caratteristiche geometriche della cappa, in particolare la lunghezza della flangia e l'angolo di inclinazione. In uno studio sui cambiamenti nella geometria della cappa, è emerso che la LDC dipende principalmente dall'angolo di inclinazione della flangia piuttosto che dalla lunghezza della stessa. La riduzione della resistenza è maggiore per angoli di inclinazione superiori a 30°, mentre per inclinazioni più basse l'effetto della sagomatura diminuisce notevolmente. Questo è un dato fondamentale per chi si occupa della progettazione di cappe di aspirazione efficienti: la sagomatura deve essere mirata soprattutto a intervenire sugli angoli di inclinazione più elevati per ottenere significativi miglioramenti nella performance aerodinamica.

La relazione tra la riduzione della LDC e l'angolo di inclinazione della flangia può essere espressa matematicamente, come illustrato dall'equazione:

Δζ=0.4346⋅ln⁡(α)−1.4974\Delta \zeta = 0.4346 \cdot \ln(\alpha) - 1.4974

Questa equazione fornisce un modello predittivo utile per i progettisti che desiderano ottimizzare la geometria delle cappe di aspirazione in relazione agli angoli di inclinazione. Tuttavia, è importante considerare che la forma e la disposizione dei vortici secondari non sono sempre lineari e dipendono anche da altre variabili come la velocità del flusso d'aria e le dimensioni della cappa.

L'analisi dettagliata delle zone di vortice primarie e secondarie fornisce informazioni fondamentali per la progettazione di dispositivi di aspirazione locali che non solo riducono la resistenza aerodinamica ma anche limitano il rischio di ritorno di contaminanti, un fattore cruciale soprattutto in ambito industriale. In alcuni casi, la formazione di vortici secondari non è solo un fenomeno da monitorare, ma può essere un'opportunità per migliorare ulteriormente l'efficienza energetica, se gestito correttamente.

In sintesi, la modellazione CFD delle cappe di aspirazione non è solo una questione di migliorare la resistenza aerodinamica, ma anche di capire e controllare la formazione di vortici secondari che, sebbene possano inizialmente sembrare un ostacolo, possono essere sfruttati per ottenere prestazioni superiori. La corretta interpretazione e gestione di queste zone di vortice rappresentano un'area di studio fondamentale per chi lavora nel design e nell'ottimizzazione dei sistemi di ventilazione.

Come determinare il flusso d'aria vicino ai condotti di scarico a fessura: Un approccio sperimentale e computazionale

La camera di pressione statica 7 è fissata tra i pannelli di legno 5 e 6, sorretta da supporti in legno (Figura 5.3a) che poggiano sul pavimento. La camera di pressione statica è realizzata in lamiere di ferro zincato e si compone di due parti, ognuna di 0,5 m di larghezza e 0,55 m di lunghezza. Le due parti sono collegate da bulloni e separate da un filtro denso 8 (Figura 5.3b). Il pannello 6 presenta un foro quadrato al quale è inserito un condotto quadrato, con pareti in ferro zincato dello spessore di 0,55 mm e lati di 0,1 m (Figura 5.3c). La parte inferiore del condotto, lunga 0,6 m, entra nella camera di pressione statica per una profondità di 0,1 m, mentre la parte superiore del condotto, lunga 0,2 m, sporge di 0,1 m oltre il pannello 6 e si estende nella camera fino alla stessa distanza dei lati del condotto. Le sporgenze sono fissate tra due lastre di vetro acrilico 12 di 0,5 m per 0,5 m e spessore di 8 mm. Flange metalliche rimovibili 15, di diversa lunghezza ma con uno spessore identico di 0,55 mm, sono fissate alla sporgenza 10 (Figura 5.3a).

Per visualizzare il modello del flusso, è stato utilizzato un umidificatore Polaris 14 per generare vapore freddo (spruzzo d'acqua), che veniva fornito alla flangia in prova tramite il tubo 13. In questo modo, il flusso d'aria espulso attraverso il condotto 10, tra i pannelli di vetro acrilico, simulava il flusso verso un'apertura di scarico fessurata. Poiché i flussi sono identici in ogni piano che interseca l'apertura di scarico ad un angolo retto rispetto alle pareti superiore e inferiore, la descrizione analitica di tali flussi trattava il problema come se fosse bidimensionale. Il campo di velocità è stato misurato utilizzando un anemometro a filo caldo Testo-425 con un margine di errore pari a ± (0,03 + 0,05 x velocità lettura), m/s. Le letture di velocità sono state mediati su un periodo di tempo di 30-60 secondi (60-120 letture puntuali).

La velocità media dell'aria nel tubo 3 (Figura 5.3a) è stata inizialmente determinata in due modi. Utilizzando un manifold di ingresso e un micromanometro con il fattore k = 0,25 a una temperatura ambiente di 18,8°C e una densità dell'aria di 1,21 kg/m³, il valore medio della pressione dinamica P = 14,71 dPa è stato misurato con una ventola VKMz 150 in funzione. La velocità media, in questo caso, è risultata ν = 2P /ρ ≈ 4,93 m/s. La velocità media del flusso d'aria nel tubo 3, misurata con l'anemometro a filo caldo Testo-425, è stata di 4,84 m/s. Con una ventola EX-18 4c in funzione, la velocità media nel tubo, letta dal micromanometro, è stata di 4,77 m/s, mentre l'anemometro a filo caldo ha fornito una lettura di 4,78 m/s. È evidente che la differenza nei risultati rientra nel margine di errore degli strumenti.

Le letture di velocità successive sono state effettuate utilizzando l'anemometro a filo caldo Testo-425 montato su supporti 16 e 17 (Figura 5.3a, d, e). Quando si misurava la componente orizzontale, sono stati utilizzati fori 18 per inserire la sonda dell'anemometro a filo caldo (Figura 5.3c). La distanza tra i fori era di 2,5 cm. Tutti i fori, ad eccezione di quello in cui è stato inserito il tubo dell'anemometro a filo caldo, sono stati sigillati con nastro adesivo. Il supporto 16 (Figura 5.3a e d) conteneva una scala di misura per spostare la sonda ad una determinata distanza verticale. Tutti gli altri movimenti sono stati effettuati utilizzando una scala applicata al tubo telescopico dell'anemometro a filo caldo, alla cui estremità è stata montata la sonda di misura. La Figura 5.3d mostra il sistema di coordinate utilizzato per effettuare le misurazioni della velocità e per fare riferimento alle coordinate del punto. L'asse 0y passa attraverso il bordo affilato della flangia e l'asse 0x passa lungo la parete inferiore del condotto 11 (Figura 5.3a).

Il comportamento del flusso è stato studiato utilizzando una configurazione sperimentale descritta nella Sezione 2.3.1, che comprendeva una sezione di condotto d'aria rettilinea con un'apertura per la misurazione della pressione statica e un'apertura del pitometro per misurare la pressione totale (Figura 5.4a), un'area di prova (Figura 5.4b) e una ventola. Questa installazione consente anche di visualizzare le zone di separazione del flusso (Figura 5.4c).

Le analisi statistiche sui dati di distribuzione della velocità rivelano una buona corrispondenza tra i calcoli DVM e CFD con i dati sperimentali. I dati calcolati, infatti, sono strettamente correlati con quelli sperimentali, con un coefficiente di correlazione di Pearson superiore a 0,9 nell'87% dei casi per i calcoli DVM e nel 91% dei casi per i calcoli CFD. L'analisi delle medie con il criterio di Student mostra che i valori calcolati e quelli sperimentali corrispondono. Il campo di velocità calcolato usando il metodo CFD è più adeguato per la computazione dei flussi vicino e all'interno della zona di separazione (VZ). Questo è un aspetto cruciale, poiché, nel caso dei calcoli DVM, la velocità nelle sezioni che intersecano la VZ si riduce a zero.

Come le pareti impermeabili influenzano la formazione dei vortici nei sistemi di scarico: un'analisi delle dimensioni e delle dipendenze aerodinamiche

Le lunghezze più corte delle flange, come nei casi investigati con d/R = 1 e d/R = 1.5, portano alla fusione dei vortici VZ in un unico vortice. Tuttavia, per i valori più brevi di d/R, si osserva un’influenza del primo vortice sulla formazione del secondo, un fenomeno che non si verifica nel caso di una cappotta libera (Logachev et al. 2019). Diversamente da quest’ultimo, nel caso di un angolo di inclinazione di 90°, non si riscontra alcuna dipendenza tra la formazione dei vortici e l’orientamento della cappotta. Un aspetto interessante emerge dalla dipendenza significativa della LDC (coefficiente di resistenza aerodinamica) rispetto al rapporto s/R, per piccole distanze dalla parete impermeabile (s/R = 0.5 e s/R = 1). Questa dipendenza si attenua sensibilmente per s/R > 2, dove le curve per s/R = 2 e s/R = 5 si sovrappongono quasi perfettamente. Ciò implica che la resistenza aerodinamica è fortemente influenzata dalla parete impermeabile per distanze inferiori a 2R.

Per comparare i risultati ottenuti con i dati noti (Idel’chik e Steinberg, 1994), è stato tracciato il rapporto tra LDC e s/R per diverse lunghezze di flange d/R (Figura 6.35). I dati sperimentali di Idel’chik e Steinberg sono anche rappresentati in figura, mostrando una discreta convergenza con i risultati numerici, con una differenza media di circa il 5%. Questo conferma l’adeguatezza del modello computazionale adottato.

Le risultanze numeriche sono state utilizzate per costruire le linee dei vortici VZ per ciascuna delle geometrie investigate, come illustrato nella Figura 6.36. Le linee ottenute numericamente sono rappresentate da linee solide, mentre per confronto, sono indicate le linee dei vortici calcolati tramite il metodo DVM (Logachev et al. 2022), nonché i contorni dei vortici per il caso di cappotta libera (d/R = 5) senza parete impermeabile (s/R = ∞). Sebbene le dimensioni quantitative dei vortici 1VZ ottenuti numericamente e tramite DVM siano leggermente differenti, i contorni e la loro variazione in funzione di s/R mostrano una tendenza simile. Per cappotte lunghe (d/R ≥ 2.5), le dimensioni minime di VZ (sia in lunghezza che in larghezza) sono osservate per la minima distanza s/R = 0.5, quando la parete impermeabile agisce come un freno, limitando lo sviluppo del vortice. L'andamento del contorno di 1VZ in assenza di parete impermeabile, come mostrato per d/R = 5 (linea tratteggiata, s/R = ∞), evidenzia dimensioni significativamente superiori rispetto ai casi con s/R minori. Quando s/R cresce, le dimensioni di VZ aumentano, raggiungendo un massimo per s/R = 2, e poi diminuiscono nuovamente a s/R = 5, tendendo alle dimensioni del vortice senza parete impermeabile.

In generale, la dimensione di 1VZ cresce con l’aumentare della distanza da s/R = 0.5 a s/R = 2, per poi diminuire, stabilizzandosi vicino al valore del vortice senza parete impermeabile. Allo stesso tempo, la parete impermeabile influenza la forma di 1VZ, il quale assume un contorno più appiattito e una larghezza ridotta alla distanza minima s/R = 0.5.

Per quanto riguarda il secondo vortice (2VZ), le dipendenze dalle dimensioni in funzione di s/R e d/R sono illustrate nella Figura 6.38. Si nota che le dimensioni di 2VZ diminuiscono con l’aumento della distanza dalla parete impermeabile, un comportamento dovuto alla riduzione del flusso accelerato nella zona di formazione del vortice. La diminuzione delle dimensioni è particolarmente evidente tra s/R = 0.5 e s/R = 2, mentre oltre questo intervallo il cambiamento è meno significativo. In contrasto con il primo vortice, che mostra una dipendenza dalla lunghezza della flange d/R, il secondo vortice tende ad avere dimensioni simili per tutte le geometrie di scarico, avvicinandosi ai valori che si riscontrerebbero senza parete impermeabile.

Un aspetto fondamentale da considerare quando si analizzano questi fenomeni è il comportamento geometrico dei contorni di 1VZ, che, come nel caso di cappotta libera (Yin et al. 2017), seguono una certa similitudine. Tracciando una delle linee dei contorni di VZ come base, si può determinare la posizione di altri contorni per diverse geometrie di scarico e distanze dalla parete impermeabile, utilizzando un fattore di scala k, che dipende da s/R e d/R.

Il comportamento di questi fattori di scala offre ulteriori spunti per interpretare la relazione tra le dimensioni del vortice e la distanza dalla parete impermeabile, suggerendo che la resistenza aerodinamica può essere influenzata da diversi meccanismi fisici. La parete impermeabile può sia "smorzare" che "accelerare" la formazione dei vortici, e il bilanciamento di questi effetti determina l’evoluzione delle dimensioni dei vortici lungo il canale di scarico.

Come Comprendere e Analizzare il Flusso d'Aria nei Sistemi di Ventilazione: Tees di Unione e Resistenza Aerodinamica

Nel contesto delle dinamiche dei flussi d'aria attraverso tubazioni e condotti, uno degli aspetti cruciali riguarda il comportamento del flusso quando entra in una zona di stallo o in un tee di unione. Quando il flusso in ingresso aumenta, le interazioni tra i flussi diventano sempre più complesse. La resistenza del flusso in ingresso cresce, fino a quando il vantaggio energetico derivante dall'ingresso in un vicolo cieco scompare. A questo punto, il flusso inizia a sfuggire immediatamente verso il condotto, mentre una circolazione chiusa si stabilisce nel vicolo cieco. Allo stesso tempo, la resistenza diminuisce bruscamente prima di aumentare nuovamente. La comprensione di questi fenomeni è complicata dalla geometria del condotto, che è di forma circolare, e dalla posizione dell'apertura, che si trova sulla generatrice di un cilindro.

Questi aspetti della meccanica del flusso sono stati oggetto di numerosi studi, ma una comprensione dettagliata della separazione del flusso e delle zone di separazione, come nel caso delle aperture di scarico centrali e finali, resta scarsa. Tuttavia, in alcune delle figure studiate, come quelle nella Figura 1.20c e d, è evidente la formazione di VZ, una zona di separazione del flusso che necessita di ulteriori indagini.

Passando ai tees di unione, la ricerca di Levin (1940) in Russia ha rappresentato un'importante pietra miliare nel determinare il fattore di resistenza locale, noto anche come LDC (Local Drag Coefficient). Levin ha analizzato il cambiamento nel movimento usando una formula per la velocità del flusso al momento della confluenza, assumendo che l'interazione tra i flussi convergenti sia simile a un impatto inelastico. Questo ha permesso di derivare delle relazioni per il LDC nella sezione diritta e nel ramo laterale di un tee di unione. Successivamente, Taliev (1979) ha fornito una soluzione analitica basata sugli stessi presupposti, con equazioni contenenti valori sconosciuti da determinare sperimentalmente. Il manuale di riferimento di Idel’chik (1992) ha confrontato questi dati (aggiustati con fattori di correzione) con i dati sperimentali di Gardel e Rechsteiner (1970), fornendo una formula corretta per determinare il LDC nei tees di unione non simmetrici a 90°.

La difficoltà principale nell'analisi dei tees di unione è rappresentata dalla complessità della formulazione analitica, che si basa sull'assunzione di una distribuzione uniforme della pressione e della velocità lungo il condotto, che risulta valida solo a lunghe distanze dalla confluenza. Questo approccio semplificato diventa meno accurato man mano che ci si avvicina alla confluenza, poiché le perdite di frizione diventano rilevanti e si distribuiscono in modo sconosciuto lungo il condotto. Un altro problema significativo è la descrizione delle dinamiche di miscelazione dei due flussi, che in alcuni studi vengono approssimate come un impatto inelastico.

Per quanto riguarda gli studi numerici più moderni, l'uso del software di dinamica dei fluidi computazionale (CFD), come Fluent, è stato fondamentale per analizzare il comportamento del flusso nei tees di unione. In particolare, l'applicazione del modello di turbolenza k–ε permette di risolvere il problema del flusso turbolento 3D nei tees di unione e di separazione. Tuttavia, non tutte le simulazioni riportano informazioni complete sulle condizioni di parete e sulla scelta della funzione di simulazione, e mancano dettagli fondamentali come la dipendenza dalla griglia e le lunghezze dei condotti utilizzati. Queste lacune limitano la possibilità di verificare la corrispondenza tra i risultati numerici e i dati sperimentali.

A livello sperimentale, i lavori di Louda et al. (2011) e Keslerová et al. (2012) si sono concentrati sul profilo di velocità e sulla visualizzazione dei flussi nei tees simmetrici e asimmetrici, utilizzando la velocimetria a immagine di particelle (PIV). Tuttavia, anche in questi studi, la modellizzazione della turbolenza non è stata chiaramente specificata, e manca una visione sistematica delle zone di separazione del flusso. Un altro studio interessante è quello di Štigler et al. (2012), che ha mostrato delle curve di flusso separate nei tees, che corrispondono bene alle immagini sperimentali ottenute con PIV, ma senza indicare il modello di turbolenza utilizzato.

Oltre alla difficoltà di determinare il LDC in modo analitico, la ricerca recente ha evidenziato l'importanza di considerare la visualizzazione dei flussi e la profilazione delle velocità all'interno dei tees. Questi aspetti sono fondamentali per comprendere meglio le dinamiche turbolente e la separazione del flusso, ma restano ancora pochi i dati sperimentali sistematici riguardo alle zone di separazione nei tees. Una migliore comprensione di queste zone potrebbe contribuire significativamente a migliorare la progettazione e l'ottimizzazione dei sistemi di ventilazione, riducendo le perdite di energia e migliorando l'efficienza complessiva del sistema.

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