Modelo numérico para estudio del flujo en un ventilador centrífugo de pequeñas dimensiones

Ingeniería Mecánica DE INGENIERÍA MECÁNICA

Modelo numérico para estudio del flujo en un ventilador centrífugo

de pequeñas dimensiones

J. González, D. Rodríguez, F.I. Guerras, J. Fernández, K.M. Argüelles, S. Velarde, R. Ballesteros

Área de Mecánica de Fluidos. Departamento de. Energía. Universidad de Oviedo aviados@uniovi.es

Resumen

Este artículo presenta los resultados obtenidos en el estudio numérico del flujo no estacionario en un ventilador centrífugo con álabes curvados hacia delante. Este tipo de ventiladores, utilizados en sistemas de aire acondicionado de vehículos de transporte colectivo, presenta características geométricas muy específicas que condicionan el flujo en su interior. El estudio realizado comprende el análisis de los campos fluidodinámicos no estacionarios y los campos promediados a la frecuencia de paso de álabe.

En este artículo se presentan los resultados obtenidos con la simulación numérica del ventilador centrífugo utilizando un código CFD que resuelve las ecuaciones tridimensionales de Navier-Stokes promediadas según las tensiones de Reynolds (URANS). Con el fin de facilitar las posibles modificaciones geométricas del ventilador analizado, el dominio de cálculo se ha dividido en varias regiones: entrada, rodete, voluta y difusor (con conducto de salida). El principal objetivo es mostrar los resultados numéricos obtenidos en las referencias fija y móvil, destacando las características del flujo y su distribución a lo largo del dominio de cálculo.

Para validar los resultados del modelo numérico se realizó una caracterización experimental del funcionamiento del ventilador. Parte de estos resultados experimentales han sido publicados anteriormente por el grupo de investigación. Las medidas indican que el caudal nominal es aproximadamente 350 m3/h y que la velocidad específica es ns = 1.9. El análisis detallado del flujo en varias secciones de la máquina permite concluir que el modelo numérico reproduce con bastante precisión el comportamiento real del ventilador.

INTRODUCCIÓN

En este artículo se estudia el flujo en un ventilador de álabes curvados hacia delante, que constituye un tipo de turbomáquina con aplicaciones muy variadas [1]. Existen trabajos clásicos, pero a la vez muy básicos, sobre las características propias de este tipo de ventiladores (referencias [2] y [3], entre otras). Su bajo coste y sus reducidas dimensiones les hacen competitivos en multitud de aplicaciones y, en particular, se utilizan en sistemas de aire acondicionado de vehículos de transporte colectivo. Como peculiaridades respecto a otros ventiladores, presentan una relativamente elevada velocidad específica y una elevada deceleración del flujo a través del rodete, que según [3] da lugar a una importante separación del flujo en la sección de entrada.

Estudios más actuales, los ventiladores de álabes curvados hacia delante han dado lugar a una gran variedad de estudios, abarcan desde trabajos básicos sobre análisis de algunas particularidades del flujo [4] hasta completos estudios, que comparan resultados numéricos y experimentales, [5]. Particularizando para estudios puramente numéricos, se pueden mencionar los trabajos [6] y [7].

Por lo tanto, queda claro el interés científico y tecnológico del estudio del flujo en ventiladores de este tipo. En esta línea, las referencias [7] a [10] constituyen una importante base de conocimiento desarrollada por el grupo de ventiladores de la Universidad de Oviedo, y configuran el marco temático del presente artículo.

GEOMETRÍA DEL VENTILADOR Y CURVAS CARACTERÍSITCAS

El ventilador estudiado en el presente artículo está formado dos rodetes dobles montados a ambos lados de un motor de accionamiento. En la izquierda de la Fig. (1) se muestra uno de los dos rodetes, observándose los dos lados (entrada libre y entrada parcialmente bloqueada por el motor) que, geométricamente son idénticos, pero no así funcionalmente, por la presencia del motor de accionamiento. Esta diferencia entre ambos lados del rodete se ha tenido en cuenta en el modelo numérico, tal y como se muestra a la derecha de la Fig. (1).

Fig. 1. Esquema del ventilador utilizado en el estudio (solo se muestra la mitad).

El ancho total del rodete doble mostrado en la izquierda de la Fig. (1) es de 94 mm y ambos rodetes están constituidos por 23 álabes curvados hacia delante y moldeados con un decalage de medio paso de álabe entre ambos, separados por una tapa rigidizadora (placa central). A la salida del rodete, la voluta recoge el flujo y lo reconduce hacia la sección de salida. Tal y como se observa en la derecha de la Fig. (1) se ha construido un mallado que incluye una parte importante del conducto de salida, para tratar de independizar el flujo en el rodete de las condiciones de contorno a la salida. Otras variables geométricas y de funcionamiento se muestran en la Tabla (1). Se adjuntan también las características nominales del ventilador.

Tabla 1. Variables geométricas y de operación más importantes.

Número de álabes, Z [-] 23

Diámetro de entrada al rodete, D1 [m] 0.06 Diámetro de salida del rodete, D2 [m] 0.08

Ángulo de salida, 2 [deg.] 168.2

Ancho del rodete, b2 [m] 0.094

Velocidad de giro,  [rpm] 3600

Caudal nominal, QN [m3/h] 352.8

Altura para el caudal nominal, HN [m] 15.8

Velocidad específica, nS [-] 1.9

El modelo numérico consta de un mallado tridimensional y no estructurado de aproximadamente 920000 celdas (más de 600000 de ellas en el rodete). Se utiliza el código comercial Ansys-Fluent, que resuelve las ecuaciones de Navier-Stokes promediadas según las tensiones de Reynolds (URANS) y utilizando una técnica de volúmenes finitos, que se adapta bien al mallado no estructurado construido. Se utiliza el modelo de turbulencia - junto con un algoritmo SIMPLEC para el acoplamiento entre presión y velocidad. Para la discretización de los términos difusivos se utilizan diferencias centradas, mientras que para los términos convectivos, se utilizan diferencias “hacia delante”. Finalmente, y con el fin de tener en cuenta el efecto del movimiento relativo del rodete, se ha desarrollado una técnica de mallado deslizante en el modelo numérico. Incluyendo en el modelo dicha técnica, se consideran los efectos debidos a las fuerzas centrífugas y de Coriolis en la zona de los álabes y se permite un análisis no estacionario del flujo. Esta metodología ha sido utilizada previamente en el estudio del flujo en otras turbomáquinas y ha dado muy buenos resultados, por ejemplo [11], [12] y [13]. Para dichos cálculos no estacionarios, se parte de la solución estacionaria (el rodete fijo en una posición) y se busca un estado periódico en la solución, que suele aparecer hacia las diecisiete vueltas completas del rodete. Una vez alcanzado el estado periódico, se pasa a recoger las distintas variables solución, para su posterior análisis.

El modelo propuesto, con una discretización espacial relativamente fina y un salto temporal tan pequeño, permite analizar los fenómenos no estacionarios hasta frecuencias varios órdenes de magnitud por encima de la frecuencia de paso de álabe (1.38 kHz). En particular, el salto temporal elegido fue de 0.0725 ms (10 pasos temporales por cada paso de álabe o 230 pasos temporales por cada giro completo del rodete).

Para los cálculos se utilizó un “cluster” formado por 8 ordenadores con doble núcleo y 3.0 GHz, con 1 GB de memoria RAM.

RESULTADOS GLOBALES

En el banco de ensayos del grupo de ventiladores de la Universidad de Oviedo, cuyo esquema se muestra en la Fig. (2), se han obtenido las prestaciones globales del ventilador, con el fin de caracterizarlo adecuadamente (en cuanto a prestaciones globales) y posibilitar también la comparación con el valor obtenido en la Ec. (1), para obtener el rendimiento global del mismo. En esta instalación se pueden ensayar ventiladores modificando el punto de funcionamiento gracias al cono de regulación, que es el elemento más a la derecha en la Fig. (2) y que simula el efecto del cierre de una válvula o la posible variación de pérdidas de carga por regulación del circuito. A la salida del ventilador, secciones A y B en la Fig. (2), se instalan los equipos de medida (transductores y tubos de Pitot). El banco dispone también de una terminación anecóica, que permite la caracterización acústica de ventiladores.

Fig. 2. Banco de ensayos disponible en el Área de Mecánica de Fluidos, Universidad de Oviedo.

Como paso previo al estudio de las características tridimensionales del flujo, se considera un modelo unidimensional y se pueden plantear los triángulos de velocidad en la entrada y la salida, tal y como se muestran en la Fig. (3). A partir de estos triángulos se puede hacer un cálculo básico sobre las prestaciones ideales de la máquina. El cálculo, a partir de la ecuación de Euler para las turbomáquinas, se muestra en la Ec. (1).





1 1

H= U V U V U V U V

g  g    40.0 m (1)

Con el fin de considerar la importancia relativa de cada término, se considera la modificación de la ecuación de Euler, según los términos:



 

 



2 1 1 2 2 1

1

H= V V W W U U

2 g       (2)

Realizando los correspondientes cálculos, se encuentra que el término de energía cinética, es decir, el primer término en la Ec. (2) constituyen el 85% de la altura total. Los otros dos términos, es decir, el efecto de giro y la difusión contribuyen únicamente en un 12% y un 2%, respectivamente. El relativamente bajo peso del término centrífugo (debido al giro), es debido a la baja cuerda de los álabes. En realidad, se trata de álabes con una cuerda muy pequeña en comparación con el resto de dimensiones. Esto hace que el ancho del canal entre álabes sea prácticamente constante desde la entrada a la salida, dando lugar también a una baja difusión. En realidad la difusión del flujo se produce aguas abajo del rodete, en la voluta.

Se obtiene así la curva característica, que resulta ser decreciente con el caudal, propia de este tipo de turbomáquinas, tal y como se muestra en la curva de trazo continuo de la derecha de la Fig. (3). Además, en dicha Fig. (3), a la izquierda, se muestran los triángulos de velocidad utilizando un corte por un plano perpendicular al eje y que no coincida con el plano de la placa central. Estos triángulos dan lugar al cálculo realizado en la Ec. (1).

0 50 100 150 200 250 0 100 200 300 400 500 600 700 Presión [Pa] Caudal [m3_/h] Experimental Numérica

Fig. 3. Triángulos de velocidad para el rodete del ventilador y curva característica.

A partir de la solución proporcionada por el modelo numérico descrito en párrafos anteriores se obtienen también las prestaciones o, dicho de otra manera, la predicción numérica de la curva característica del ventilador estudiado. La comparación de ambas curvas (numérica y experimental) se muestra en derecha de la Fig. (3) y, tal y como se observa, el modelo predice de forma más que satisfactoria la curva experimental. Como conclusión en cuanto a la comparación de valores de la Fig. (3) y de la Ec. (1), se obtiene un rendimiento global del ventilador para el punto de caudal nominal ligeramente inferior al 50%.

ANÁLISIS DEL FLUJO A LA ENTRADA

Tal y como se indica en [2] y [3], el flujo a la entrada del ventilador resulta de gran interés en este tipo de máquinas. En particular, dichos autores señalaron que las inestabilidades del flujo comienzan en la entrada, con importantes zonas de la sección circular de la entrada dominadas por la separación. En esta zona, el flujo se ve obligado a girar casi 90º en un espacio pequeño en la dirección axial y aparece un fenómeno de recirculación antes de entrar en el rodete. Este hecho fue considerado como de especial relevancia en los estudios numéricos desarrollados.

Dado que para el modelo numérico se dispone de una importante cantidad de información, se han elegido algunos planos característicos. En particular, en la Fig. 4 (izquierda) se muestran los dos planos elegidos en esta parte del estudio (denominados 1 y 2). El primer plano (1) se elige con el fin de observar la estructura del flujo en puntos alejados de la influencia de la lengüeta. El segundo plano (2) se elige a 45º del anterior, para observar (en la comparación con el primero) posibles diferencias circunferenciales del flujo a la entrada y para considerar puntos más cercanos a la lengüeta.

Fig. 4. Planos de estudio para el flujo a la entrada del ventilador (izquierda) y ejemplo de resultado (derecha). La vista que resulta cuando se eligen los dos planos de la Fig. (4) y dirigiendo la observación en una dirección perpendicular a cada plano (1 y 2) se observa en el esquema de la derecha de la Fig. (4). Se pueden ver las dos zonas de entrada distintas (bloqueada, por la presencia del motor eléctrico y libre).

Tanto en 1 como en 2 la entrada libre se muestra en la izquierda, mientras que la entrada bloqueada se encuentra a la derecha. El eje de rotación es el hueco blanco a mitad de altura de la Fig. (4) y de las consecutivas. También se puede observar la placa central que separa los rodetes en dos partes. Las zonas de interés en el estudio del flujo a la entrada son los dos rectángulos mostrados en el esquema de la derecha de la Fig. (4). Para las próximas figuras (Fig. (5) y Fig. (6)), dónde se estudiará la presión estática en dicha zona de la entrada, se mantiene la escala de – 400 Pa hasta + 120 Pa, con el objeto de poder comparar los resultados. Se han analizado los campos promediados a un paso de álabe con el fin de obtener las tendencias del flujo independientemente de la posición relativa de los álabes respecto a la lengüeta. Lógicamente, existen importantes efectos no estacionarios que dependen de dicha posición relativa de los álabes respecto a la lengüeta. Sin embargo el elevado número de álabes del ventilador hace que su interacción con el flujo promediado sea mucho menor que en otras turbomáquinas (ver, por ejemplo, [9]).

En la izquierda de la Fig. (5), se muestra la presión estática en Pa promediada para un paso de álabe en el plano 1 y un caudal bajo (Q = 250 m3/h). Considerando la zona de interés (rectángulos de observación mostrados en la Fig. (4)), se observa una falta de simetría entre la zona bloqueada y la zona libre. El flujo parece experimentar una disminución de presión bastante suave desde ambos lados hacia la entrada del rodete, pero de forma bastante diferente a un lado y otro de la placa central. De esta forma, no parece que vaya a producirse en esta sección de entrada ningún efecto de desprendimiento. La presión resulta bastante uniforme en todo el ancho del rodete (variación únicamente entre –62 y –36 Pa). Esta falta de simetría da lugar a un empuje neto sobre la placa central, que se transmite al eje. Sin embargo, dada la construcción del ventilador, con dos rodetes idénticos al mostrado en las figuras, el empuje axial neto sobre la máquina (globalmente considerada) sería nulo. Al menos esta componente no afectará al diseño del eje.

Fig. 5. Distribuciones de presión estática promediada para dos caudales (Q = 250 m3/h, izquierda y Q = 350 m3/h, derecha).

Manteniendo el plano de estudio (1) y la misma escala que la de la izquierda de la Fig. (5), la gráfica de la derecha en la Fig. (5) muestra la distribución de presión para un caudal cercano al nominal (Q = 350 m3/h). En este caso, se observa un patrón más simétrico para ambos lados de la entrada del ventilador (entrada libre y bloqueada). Se puede ver también un mayor gradiente de presión, con valores mayores cerca de la placa central y una relativamente mucha menor presión en la región del rodete cercana a cada entrada. En este caso, incluso el rodete estudiado estará en equilibrio axial y no presentará resultante neta alguna. Aunque se esperaba un comportamiento como el encontrado, por tratarse de un caudal cercano al nominal, los resultados numéricos corroboran una mejor adaptación del flujo en este caso.

La tendencia mostrada en la Fig. (5) se mantiene al considerar un caudal elevado. En particular, la gráfica de la izquierda en la Fig. (6) muestra la distribución de presión para un caudal Q = 550 m3/h y para el mismo plano 1. El flujo se ha vuelto casi simétrico, pero las diferencias de presión se han vuelto más importantes en el ancho del rodete. El gradiente axial de presión es mayor y, por tanto, efectos de separación del flujo y esfuerzos laterales sobre la placa central serían más apreciables a este caudal.

En el segundo de los planos considerados, es decir 2, las conclusiones globales acerca de la separación del flujo en la entrada son bastante similares, tal y como puede observarse en la parte derecha de la Fig. (6). Por otro lado, se observa una distribución más equilibrada del flujo entre las dos zonas de entrada (la libre y la bloqueada). Es decir, para el ancho del rodete, aparecen menores gradientes de presión que en el plano anteriormente estudiado,

1. Sólo se muestra la comparativa entre los dos planos para un caudal elevado, pues idénticas conclusiones se alcanzan en la comparación para cualquiera de los otros dos caudales considerados.

Fig. 6. Distribuciones de presión estática promediada para Q = 550 m3/h y dos planos (





La conclusión global de las Fig. (5) y (6) es que, excepto a caudales bajos, y pese al giro importante del flujo a la entrada, aparece una distribución de presiones bastante simétrica entre la entrada bloqueada por el motor y la entrada libre. Por tanto, el diseño parece comportarse bastante bien para dichos caudales.

A continuación se considera el flujo a la salida del rodete y del ventilador, con el fin de analizar el comportamiento aguas abajo del mismo. Un estudio similar a este se puede consultar en [14].

CAMPOS DE PRESIÓN A LA SALIDA DEL RODETE

A la salida del rodete, el flujo vuelve a poder estudiarse en una referencia fija. Con el fin de analizar el flujo tal y como llega a la entrada de la voluta, se van a representar mapas de presión sobre una superficie cilíndrica situada a la salida del rodete.

En la Fig. (7) se muestran los mapas de presión a la salida del rodete para el caudal nominal. Se muestran dos planos, uno correspondiente al lado del motor y otro correspondiente al lado libre. Ambos planos están separados por la placa central, que se colocaría en el espacio libre de la Fig. (7), a media distancia en dirección axial, es decir, a media altura en la Fig. (7). Se añade a la derecha de dicha Fig. (7) un corte por un plano perpendicular al eje con el fin de mostrar la referencia de ángulos utilizada. Se observa que la lengüeta se encuentra situada para un ángulo entre 150º y 160º.

Fig. 7. Campo de presión instantáneo a la salida del rodete (Q = 350 m3/h).

Se aprecia cómo, aunque la distribución es bastante simétrica por tratarse del caudal nominal, los valores de presión son sensiblemente mayores en el lado del semirrodete del motor, por el que circula un menor caudal. Un primer efecto que se observa bastante marcadamente es que, tras el paso por la zona de la lengüeta, y debido a la proximidad de la pared de la voluta con el rodete, se produce una zona de estancamiento por la que el caudal

Posición de la lengüeta

circulante es prácticamente nulo.

En la Fig. (7) se observa también que las diferencias de presión entre la zona de la salida próxima a la cara de presión y la estela de un álabe, depende de la posición relativa del mismo respecto a la lengüeta. Así, cuando el álabe se encuentra en la zona más alejada de la voluta (posición angular 20º-150º), se tienen en este caso presiones en torno a los –50 Pa a la salida de la cara de presión y de unos –100 Pa en la estela. En la zona de la lengüeta y la inmediatamente posterior (150º-220º), se produce el ya mencionado efecto bloqueo del flujo (elevada presión). En este punto, gobierna el patrón de efectos estáticos de la voluta frente al patrón dinámico del flujo, desapareciendo la diferencia existente entre las velocidades en la salida de la cara de presión y la estela. Al alejarse de la posición de la lengüeta la separación entre el rodete y la voluta se hace cada vez más grande, y la diferencia entre las presiones aumenta progresivamente, alcanzándose valores aproximados de 0 Pa en la cara de presión y de – 50 Pa en la estela.

Además se puede observar cómo la presión en las zonas cercanas a la placa separadora es inferior en ambos semirrodetes a la que se tiene en las zonas de las aspiraciones (posición axial inferior en el mapa de abajo y posición axial superior en el mapa de arriba). Por tanto, esto indicaría que el caudal circula principalmente por la parte central del ventilador.

En la Fig. (8) se muestra el campo de presiones en un plano semejante al de la Fig. (7), pero promediado a un paso de álabe. Como se observa, el efecto individual de los álabes ha desaparecido y se mantiene como efecto más importante la presencia de la lengüeta.

Se puede observar también la difusión del flujo (caída de presión hacia la salida), con una disminución total de la presión estática en torno a unos 200 Pa en el paso por la voluta.

Fig. 8. Campo de presión promediado en la salida del rodete (Q = 350 m3/h).

Por lo tanto, se ha observado un flujo claramente condicionado por el efecto de la lengüeta tanto para los valores instantáneos como, lógicamente, en el promedio en un paso de álabe. Este efecto se ha mostrado para el caudal nominal, pero los resultados obtenidos para el resto de caudales analizados conducen a una conclusión similar. El importante choque del flujo con la lengüeta condicionará la aparición de una importante separación aguas abajo. Esto se observa en el siguiente apartado.

ANÁLISIS DEL FLUJO A LA SALIDA DEL VENTILADOR

La voluta recoge el aire impulsado por el rodete y lo reconduce aguas abajo hasta la sección de salida. Dicha sección de salida tiene como elemento más importante la lengüeta, que condiciona la salida del flujo hacia los conductos de impulsión y que, como se mencionó, produce la aparición de efectos no estacionarios a la frecuencia de paso de álabe. Con el fin de obtener campos medios (independientes de la posición relativa de los álabes respecto a la lengüeta), se realiza un promediado temporal de las variables para un paso de álabe.

En el banco de ensayos experimental, después de salir de la voluta, el flujo se dirige a través de la “Y” de unión hacia el conducto de impulsión. Con el fin de observar la estructura del flujo en la salida del ventilador, se considera ahora un plano perpendicular al flujo medio, es decir, un plano perpendicular al conducto justo

Posición de la lengüeta

después de la lengüeta. En el sistema de coordenadas del modelo tridimensional, dicho plano tiene la posición x = 0.01 m, y se encuentra situado aguas abajo de la lengüeta. Se muestran dos tipos de figuras, unas con los campos de velocidad y otras con los campos de helicidad. La variable helicidad proporciona información sobre la vorticidad alineada con la velocidad en cada punto. Es decir, proporciona información sobre los flujos secundarios.

Para la velocidad se elige una escala común de 0 a 16 m/s, lo cual permite comparar las distintas figuras. La parte izquierda de la Fig. (9) muestra el campo de velocidad para un caudal bajo. La zona inferior de la figura está dominada por el efecto de la lengüeta (situada justo aguas abajo del plano mostrado). En dicha zona se observa una recirculación muy grande (color azul o baja velocidad en la Fig. (9)). Esto es debido al importante efecto de la lengüeta sobre el flujo y la separación que se produce aguas abajo de la misma. Además, como hecho relevante, el máximo de la velocidad se obtiene en la mitad de la figura, es decir, en la estela de la placa central (que dividía el rodete en dos partes iguales). Probablemente esto se debe a la baja velocidad global del flujo (bajo caudal) y la reorganización que se produce tras pasar dicha placa central. El flujo es conducido hacia esa zona por el mayor impulso en las zonas laterales, pero luego la velocidad es mayor justo en el centro. Aparentemente, se está capturando la presencia de dos vórtices contra-rotantes en la salida del ventilador. Una estructura similar se encuentra para el caudal nominal, con una similar reorganización del flujo, como se muestra en la parte derecha de la Fig. (9). Aunque al aumentar el caudal, se produce un aumento de la velocidad, el patrón observado con dos zonas de baja velocidad a ambos lados de la placa central se mantiene. En este caso, los dos vórtices son de menor espesor (menor tamaño) pues el paso del flujo les mantiene compactos y dicho efecto se ven incrementado al aumentar el caudal.

Fig. 9. Campos de velocidad en la salida del ventilador (Q = 250 m3/h, izquierda y Q = 350 m3/h, derecha). En la Fig. (10) se muestra la distribución de velocidad a la salida del ventilador para un caudal elevado (Q = 550 m3/h). En la línea de la tendencia comentada para la Fig. (9), se observan dos zonas de baja velocidad a ambos lados de la placa central. La velocidad media ha crecido bastante y también se mantiene el efecto de la lengüeta (baja velocidad en la parte de abajo del plano mostrado).

Por tanto, respecto a los campos de velocidad, se observa un pronunciado intercambio de cantidad de movimiento entre la zona separada (debido al efecto de la lengüeta, en la parte inferior de las Fig. (9) y la Fig. (10), zona de baja velocidad) y la zona de salida del flujo de la voluta (zona de alta velocidad). Además, se observan dos zonas de déficit de velocidad a ambos lados de la placa central.

Las tendencias observadas para la velocidad en la Fig. (9) y Fig. (10) apuntan a la existencia de un patrón vortical. Para clarificar este extremo se han obtenido los campos de helicidad. La helicidad se define como el producto escalar de la vorticidad y la velocidad, es decir según la expresión:





En el rodete se genera helicidad, pero dado que en la voluta no hay partes rotativas, se debería tener cierta conservación de la misma. En la Fig. (11) se muestra la helicidad en la misma sección donde se ha mostrado la velocidad (Figs. (9) y (10)). Para el caudal nominal, el mapa obtenido es la de la izquierda en la Fig. (11) y para un caudal elevado, el resultado se muestra en la derecha de la Fig. (11). En las dos figuras se ha mantenido la misma escala para la helicidad (dede 1.1·104

hasta 1.1·104 m/s2) con el fin de comparar los resultados.

Se puede observar un incremento de la helicidad con el caudal. De forma semejante a como se obtuvo en trabajos previos (por ejemplo en [13]), para caudales elevados se observa una estructura de vórtices contra-rotantes en la salida de la voluta (ver la Fig. (11)). Parece bastante claro que este tipo de estructura es la consecuencia natural del comportamiento de la velocidad en la sección de la placa central (obsérvense los campos de velocidad en las Figs. (9) y (10)). La helicidad aumenta con el caudal, lo cual también era de esperar. En la Fig. (11) se observa también una zona de elevada helicidad en las proximidades de la zona de contacto entre el flujo separado (aguas abajo de la lengüeta) y en la zona cercana a la carcasa exterior de la voluta. Estas dos zonas están situadas en la Fig. (11), respectivamente, a media altura y en la zona superior de la misma. En la parte situada a media altura es normal encontrar esta estructura, porque confluyen dos aspectos. Por un lado, está el intercambio de cantidad de movimiento entre las dos zonas del flujo (la separada, por debajo y la de alta velocidad, por arriba). Y, por otro lado, está el efecto de las señaladas diferencias entre ambos lados de la placa central (el flujo no es simétrico debido al bloqueo de una de las entradas).

Fig. 11. Campos de helicidad a la salida del ventilador (caudal nominal, izquierda y elevado, derecha). Los mapas de helicidad mostrados en la Fig. (11) y otros de otros caudales, no mostrados, pero sí analizados indican la clara perturbación del flujo aguas abajo del ventilador con la presencia de dos vórtices contrarotantes claramente definidos. Estas conclusiones, obtenidas tras el detallado estudio de los posibles flujos secundarios en el ventilador, son bastante novedosas, aunque coherentes con resultados publicados en la literatura técnica sobre el tema (ver, por ejemplo [15]).

CONCLUSIONES

Se ha llevado a cabo una simulación numérica del flujo en un ventilador centrífugo de pequeño tamaño y álabes curvados hacia adelante, del tipo de los utilizados en sistemas de aire acondicionado de vehículos como autobuses o trenes. Se han mostrado los resultados de una simulación tridimensional utilizando un código comercial (Ansys-Fluent), que resuelve las ecuaciones de gobierno del flujo para una geometría tridimensional. Inicialmente, se ha mostrado un cálculo utilizando un modelo unidimensional y muy simplificado del flujo. A

continuación, una vez validado el modelo numérico mediante la comparación de las curvas características, se han mostrado los campos de velocidad y presión a la entrada del ventilador, en la salida del rodete y en la salida del ventilador.

Se ha analizado el campo de presión instantáneo y promediado a un paso de álabe para una sección cilíndrica, situada a la salida del rodete. Se puede concluir que en esta zona del ventilador, el flujo está condicionado por la presencia de la lengüeta, que impone una sobrepresión a caudal nominal bastante superior a la variación debida al paso de cada uno de los álabes. No se han mostrado los resultados para caudales distintos al nominal, pero esta conclusión es independiente del caudal considerado.

En el conducto de salida del ventilador, se han mostrado los campos de velocidad. Se ha mostrado un pronunciado intercambio de cantidad de movimiento entre la zona separada y la zona de salida del flujo de la voluta. Además, se observan dos zonas de déficit de velocidad a ambos lados de la placa central. El flujo es conducido hacia la zona de la placa central, que divide al rodete en dos partes iguales. La posterior reorganización del flujo aguas abajo hace que la velocidad sea mayor en el centro.

Finalmente, se ha mostrado el cálculo de la helicidad a la salida del ventilador, observándose el efecto de la variación de la misma con el caudal. Se observa un flujo típicamente vortical, con la presencia de dos vórtices contrarrotantes cuyo eje está situado aguas abajo de la placa central. Se observaron otros flujos secundarios en la zona de contacto entre el flujo que sale de la voluta y la recirculación producida tras la lengüeta.

AGRADECIMIENTOS

Los autores agradecen el apoyo “Ministerio de Ciencia e Innovación, MICINN” a través de los proyectos TRA2007-62708 y “Tecnologías ecológicas para el transporte Urbano, ecoTRANS” (CDTI).

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