Ingeniería del túnel de viento TVIM-55-60-1x1

Texto completo

(1)INGENIERÍA DEL TUNEL DE VIENTO TVIM-60-55-1X1. ANDRES ALEJANDRO VARGAS BENDECK 200112838. UNIVERSIDAD DE LOS ANDES FACULTAD DE INGENIERIA INGENIERIA MECANICA BOGOTA D.C 2007.

(2) INGENIERÍA DEL TUNEL DE VIENTO TVIM-60-55-1X1. ANDRES ALEJANDRO VARGAS BENDECK 200112838. Tesis de Maestría en Ingeniería Mecánica.. Asesor. Ing. PhD. Álvaro E. Pinilla.. UNIVERSIDAD DE LOS ANDES FACULTAD DE INGENIERIA INGENIERIA MECANICA BOGOTA D.C 2007.

(3) Nota de Aceptación:. Acepto la presente Tesis de Maestría en cumplimiento de los lineamientos establecidos por la Universidad de los Andes.. ___________________________ Ing. PhD. Ál varo E. Pinilla S. Asesor. Bogotá, 31 de Julio de 2007..

(4) AGRADECIMIENTOS. Agradezco al Ingeniero Álvaro Pinilla, mi asesor a quien agradezco sus enseñanzas como ingeniero y más que todo como persona y a quien considero más que mi colega un amigo. Al ingeniero Jaime Loboguerrero, por su visión práctica de la ingeniería. También quiero agradecer al profesor Lou Catafesta de la University of Florida USA quien amablemente me facilito la tesis de diseño del túnel de viento de la Universidad de la Florida. Al profesor Peter Buniss de la Bristol University UK, quien sin sus aportes invaluables no habríamos solventado muchos problemas. A los jurados Ing. MsC. Tomas Uribe, Ing. PhD. Orlando Porras, Ing. MsC. Rafael Beltrán, Ing. PhD. Alejandro Marañon, por sus preguntas y aportes. A los técnicos del laboratorio de ingeniería mecánica quienes fueron pacientes en los largos días de experimentación. Agradezco a Tecnicortes y en especial a Gabriela Rueda. A Ingemon y al Ingeniero Luís Fernando Niño, mas que por su aporte como ingeniero, como persona sabia. Al arquitecto Pedro Jaramillo de Planta Física. De manera especial a Santiago Caicedo quien me ayudo en la experimentación y aporto sus conocimientos para que este proyecto tomara forma. Por ultimo agradezco de manera muy especial a mis Papas quienes, colaboraron en todas las etapas del proyecto..

(5) DEDICATORIA. Dedico este trabajo a mi Dios por quien existo y hago lo que hago, a mi Papá y a mi Mamá, por quienes soy un profesional integro y responsable, quienes me enseñaron a apreciar el fruto de un trabajo bien hecho y la responsabilidad antes que cualquier otra cosa. A Natalia Zuluaga Arza yus, mi novia quien me animo a seguir adelante y quien soporto todos los altos y bajos de este proyecto. Por último a. aquellas personas que quieren seguir aportando su conocimiento para que. proyectos como este muestren el potencial de ingeniería colombianos.. “La única cosa realmente valiosa es la intuición.”- Albert Einstein.

(6) CONTENIDO Pág. 1. INT RODUCCION. 1.. 2 OBJETIVOS. 3.. 3. MARCO T EORICO. 4.. 3.1 DISEÑO HIDRÁ ULICO 3.1.1 Diseño Hidráulico del Difusor. 3.1.2 Diseño Hidráulico de los Ductos Esquineros. 3.1.3 Diseño Hidráulico de Álabes Directrices 3.1.4 Diseño Hidráulico Campana de Contracción 3.1.5 Diseño Hidráulico del Honeycomb 3.1.6 Diseño Hidráulico para la selección de Mallas 3.1.7 Diseño Hidráulico de la Sección de Pruebas 3.1.8 Transición, secciones de alargamiento y sección de asentamiento.. 5. 6. 11. 14. 16. 19. 21. 25. 27.. 3.2 DISEÑO DE MANUFACTURA. 29.. 4. CONST RUCCION. 32.. 4.1 DUCTO.. 34.. 4.2 DIFUSORES. 36.. 4.3 CA MPANA DE CONTRA CCION. 38.. 4.4 SOPORTES. 41.. 4.5 VENTILADOR. 42.. 4.6 SOPORTE V ENTILADOR. 44.. 4.7 ÁLABES DIRECTRICES. 46.. 4.8 HONEYCOMB Y MALLAS. 48.. 5. CONCLUSIONES. 56.. 6. BIBLIOGRAFÍA. 62..

(7) ANEXO A. Cuadro de pérdidas.. 65.. ANEXO B. Cálculos del Difusor.. 66.. ANEXO C. Algoritmo de cálculo de la Campana.. 71.. ANEXO D Análisis por FEA de los soportes.. 76.. ANEXO E Diseño Estructural de los soportes del conjunto motor-ventilador propuestos.. 83.. ANEXO F. Planos y fotos del túnel.. 90.. ANEXO G. Medición de intensidad de turbulencia en las mallas y honeycomb.. 122..

(8) LISTA DE FIGURAS Pág.. Figura 1.. Esquema de los componentes de un túnel de viento.. 4.. Figura 2.. Geometr ía del difusor.. 7.. Figura 3.. Ducto recto internamente – recto externo.. 12.. Figura 4.. Ducto curvo internamente – curvo externo.. 13.. Figura 5.. Configuraciones de Honeycomb.. 19.. Figura 6.. Chaflán a 45° en el diseño del túnel de viento.. 26.. Figura 7.. Posicionamiento de los álabes directrices según SMA CNA.. 31.. Figura 8.. Distribución de presiones a lo largo del túnel.. 33.. Figura 9.. Simulación en FEA estructural del túnel de viento.. 36.. Figura 10.. Simulación en CFD de la recuperación de presión del difusor. 37.. Figura 11.. Simulación en CFD del perfil de velocidad del difusor.. 38.. Figura 12.. Simulación en CFD de la velocidad del flujo en la campana de contracción.. 39.. Figura 13.. Simulación en CFD de presión en la campana de contracción.. 40.. Figura 14.. Composición y disposición del material de la campana de contracción.. 41.. Figura 15.. Montaje del rotor, estator, spinner y empenaje. 45.. Figura 16.. Álabe directriz con perfil Kröber. 47.. Figura 17.. Simulación de velocidad de los álabes directrices tipo Kröber. 48.. Figura 18.. Configuración de un honeycomb. 55.. Figura 19.. Geometr ía del difusor.. Anexo B.. Figura 20.. Convenciones de la Campana de Contracción.. Anexo C.. Figura 21.. Condiciones de Borde del Análisis del soporte.. Anexo D.. Figura 22.. Esfuerzo equivalente de von Mises sobre el soporte.. Anexo D..

(9) Figura 23.. Punto mas susceptible a ruptura por caga estática.. Anexo D.. Figura 24.. Deformación máxima del soporte.. Anexo D.. Figura 25.. Condiciones de borde para el rediseño del soporte.. Anexo D.. Figura 26.. Esfuerzo máximo equivalente de von mises del rediseño.. Anexo D.. Figura 27.. Localización del esfuerzo máximo equivalente, en el sitio de sujeción de los pernos a la viga.. Anexo D.. Figura 28.. Deformación máxima del elemento rediseñado.. Anexo D.. Figura 29.. Primer diseño propuesto del soporte del motor.. Anexo E.. Figura 30.. Condiciones de borde de la simulación de la mesa.. Anexo E.. Figura 31.. Nivel de esfuerzos equivalentes de von Mises sobre la mesa.. Anexo E.. Figura 32.. Nivel de deformación de la mesa.. Anexo E.. Figura 33.. Diseño propuesto de mesa soportada sobre anillos con radios a 45°.. Anexo E.. Figura 34.. Condiciones de borde sobre los anillos.. Anexo E.. Figura 35.. Nivel de esfuerzos y deformaciones del diseño #2.. Anexo E.. Figura 36.. División de áreas para medición de intensidades de turbulencia.. Anexo G..

(10) LISTA DE GRÁFICAS Pág. Gráfica 1.. Condiciones de diseño de un difusor.. 8.. Gráfica 2.. Perfil desarrollado de la curvatura de la campana.. 18.. Gráfica 3.. Incidencia del viento sobre la malla. 23.. Gráfica 4.. Mapa de presión del túnel de viento.. 32.. Gráfica 5.. Curva teórica de rendimiento del ventilador vs. Curva del Túnel.. 34.. Gráfica 6.. Curva teórica de rendimiento del ventilador @ 1150 r.p.m. 43.. Gráfica 7.. Relación tamaño de malla vs. Coeficiente de pérdidas.. 52.. Gráfica 8.. Variación de velocidad con la combinación de malla 10-50, medida antes y después de la malla.. 53.. Gráfica 9.. Perfil de velocidad en el ducto con la combinación de malla 10 – 50. 54.. Gráfica 10.. Condiciones de diseño del difusor.. Anexo B.. Gráfica 11.. Perfil asociado a y 1 y 2. Anexo C.. Gráfica 12.. Intensidad de turbulencia medida en la malla 8 Mesh. Anexo G.. Gráfica 13.. Intensidad de turbulencia medida en la malla 10 Mesh. Anexo G.. Gráfica 14.. Intensidad de turbulencia medida en la malla 30 Mesh. Anexo G.. Gráfica 15.. Intensidad de turbulencia medida en la malla 40 Mesh. Anexo G.. Gráfica 16.. Intensidad de turbulencia medida en la malla 50 Mesh. Anexo G.. Gráfica 17.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 8-10-30-50 Mesh. Anexo G.. Gráfica 18.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 8-10-30 Anexo G. Mesh. Gráfica 19.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 8-10-30 Anexo G. Mesh. Gráfica 20.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 10 - 40. Anexo G..

(11) Mesh Gráfica 21.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 10-50 Mesh. Anexo G.. Gráfica 22.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 30-50 Mesh. Anexo G.. Gráfica 23.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 10-40 Mesh con HC. Anexo G.. Gráfica 24.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 10-50 Mesh con HC. Anexo G.. Gráfica 25.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 40-40 Mesh con HC. Anexo G.. Gráfica 26.. Intensidad de turbulencia medida en la mallas 40-30 Mesh con HC. Anexo G.. Gráfica 27.. Intensidad de turbulencia medida en Honeycomb Industrial. Anexo G.. Gráfica 28.. Comparación de Intensidad de turbulencia mallas 10 -40 Mesh con y sin Honeycomb. Anexo G.. Gráfica 29.. Comparación de Intensidad de turbulencia mallas 10 -50 Mesh con y sin Honeycomb. Anexo G..

(12) LISTA DE TABLAS. Pág. Tabla 1.. Contabilidad de pérdidas de presión. 29.. Tabla 2.. Cuadro de presiones, velocidades y coeficientes de pérdidas de cada malla y la combinación de ellas sin y con Honeycomb (HC).. 51.. Tabla 3.. Cuadro de Pérdidas de Presión. Anexo A.. Tabla 4.. Cuadro de intensidades de turbulencia medidos de cada malla y la combinación de ellas sin y con Honeycomb (HC), antes y después de la malla.. Anexo G..

(13) LISTA DE FOT OGRAFIAS. Pág.. Fotografía 1.. Perfiles en acero, para colgar el ducto con ángulo de 15 x 15 cm. 42.. Fotografía 2.. Ventilador en escala 1:5 del Túnel de Viento. 44.. Fotografía 3.. Banco de pruebas del ventilador y las mallas.. 49.. Fotografía 4.. Despunte de la lámina para unir con brida.. Anexo F.. Fotografía 5.. Ducto esquinero pequeño.. Anexo F.. Fotografía 6.. Ducto de extensión pequeña.. Anexo F.. Fotografía 7.. Ensamble difusor #1.. Anexo F.. Fotografía 8.. Lámina lateral ductos esquineros grandes.. Anexo F.. Fotografía 9.. Componentes ensambladas difusor #2.. Anexo F.. Fotografía 10.. Honeycomb Industrial. Anexo G..

(14) 1.. INTRODUCCION. El túnel de viento para el Edificio de ingeniería Mario Laserna fue propuesto para cumplir las condiciones de velocidad y de área en la sección de pruebas, definidas por la universidad en 30 m/s y 1 m x 1m x 2m. También se definió que fuera un túnel de viento de circuito cerrado en posición vertical. Sobre estas dos condiciones se establece un diseño, en el cual se hace referencia al cálculo de las pérdidas generadas ya sea por elementos internos como por el objeto en prueba, sobre la base de la permanencia de capa límite [1] en todas las secciones del túnel y que el diseño minimizara las perdidas de presión. Así mismo el diseño se baso en estudios de experimentos previos [2] y bibliografía especializada [3]. Estas condiciones de velocidad fueron mas adelante modificadas para obtener un valor de 60 m/s, gracias a la colaboración de la Universidad de Bristol - UK, en cabeza del profesor Peter Buniss, velocidad que corresponde a una velocidad de aterrizaje y despegue de aeronaves (V/STOL – Vertical short takeoff and landing), típica de los túneles de viento alrededor del mundo.. En este documento se describe la metodología del diseño definitivo del túnel, como producto de un proceso iterativo. En el Capitulo 3 se encuentra: el diseño hidráulico del sistema, mapas del túnel, diseño de cada componente. En el. 1.

(15) Capitulo 4: fabricación de la estructura del túnel, diseño del ventilador, validación y comprobación de. factores de pérdidas. En el Capitulo 5: las conclusiones. respectivas del diseño y la construcción del túnel, que esta en proceso. En los anexos se encuentran todas las características de diseño, memorias de cálculo y planos respectivos del túnel. Todo esto soportado por software para el análisis de elementos finitos, tanto en modo estructural como en fluidos, lo que permite reducir la incertidumbre sobre los cálculos del diseño.1. 1. Para mayor conocimiento sobre los tipos de túneles de viento visitar la pagina web: http://navier.stanford.edu/bradshaw/tunnel/index.html. 2.

(16) 2.. OBJETIVOS. El objetivo principal del proyecto es la Aplicación de conceptos de ingeniería en el desarrollo de una herramienta de investigación - Túnel de Viento para la Universidad de los Andes. Para el logro de éste objetivo, se proponen unos objetivos específicos que comprenden, el diseño y desarrollo de un túnel de viento para la investigación y enseñanza en mecánica de fluidos, diseñar y especificar los componentes y materiales del túnel basados en teorías, estándares y simulaciones computacionales. Adicionalmente a estos objetivos se verifica la manufactura del ducto del túnel de viento y la comprobación experimental mediante ensayos en un banco de prueba, de las posibles condiciones en la sección de pruebas. El alcance de este proyecto NO cubre la instrumentación, calibración y puesta en marcha del túnel de viento.. 3.

(17) 3.. MARCO TEORICO. Las bases conceptuales descritas en este capítulo, son principalmente las relacionadas con la estimación de factores de pérdidas de presión asociados con los componentes del túnel de viento. (Figura 1) y que dimensionan la. potencia requerida a través de teorías y experimentos realizados por otros constructores de túneles de viento. Así mismo estos estimativos de factores de pérdida de presión, determinan la geometría y tamaño del túnel que por ende debe estar asociado con el diseño para la manufactura del mismo. Este marco teórico se subdivide en el diseño hidráulico (estimación de pérdidas de presión) y diseño de manufactura (cómo se especifican las componentes de acuerdo con diseño hidráulico). Figura 1. Esquema de los componentes de un túnel de viento. 4.

(18) 3.1.. DISEÑO HIDRAULICO. Con el fin de obtener la potencia hidráulica requerida para dar movimiento al aire a la velocidad de 60m/s, se evalúan cuantitativamente las pérdidas de presión asociadas con cada uno. de los elementos del túnel, tales como:. difusores, esquinas, álabes directrices, mallas, honeycombs y contracciones. Esto se basa en la previa cuantificación de los factores de pérdidas de presión2 en ductos (ya que en pocas palabras el túnel es un ducto) que están asociados con pérdidas como factores de fricción de Darcy-Weissbach (f) o con pérdidas menores (K), factores que hacen parte de la ecuación de conservación de Momentum, que se resume en la ecuación del científico suizo Daniel Bernoulli.. ∆ Pst + ∆Pdin = Pérdidas. Estas dos presiones son la presión estática y la presión dinámica del fluido, que cuando son medidas sobre un ducto y con referencia a la atmósfera (presión manométrica) se traduce en la ecuación de uso más general para los cálculos hidráulicos de flujo viscoso en tuberías.. 1 1 V 2 fL 2 2 P1 + ρgh1 + ρv1 = P2 + ρgh2 + ρv 2 + + ∑K 2 2 2g d 2. Se recomienda revisar al lector : WHITE. Frank , Fluid Mechanics , Fifth Edition , ed MCGraw-Hill , New York , NY USA 2004. Cap 6,7 y 8. 5.

(19) El procedimiento de cálculo de las perdidas de cada componente del túnel es:. •. Velocidad y área en la sección de pruebas.. •. Dimensionamiento del ducto.. •. Calculo de velocidad por ecuación de continuidad.. •. Contabilización del factor de pérdida.. •. Calculo de perdida de presión por ecuación de conservación de momentum en flujo viscoso en tuberías.. Cada uno de los componentes del túnel de viento (Figura 1) tiene asociado un factor de pérdida, cuyo fundamento conceptual se describe a continuación.. 3.1.1.. Diseño Hidráulico del Difusor.. El difusor es un ducto cuya entrada es más pequeña que la salida, lo que permite que haya una recuperación de la presión del fluido por una disminución de la energía cinética del fluido (velocidad). Esta condición permite recuperar las pérdidas de presión asociadas con el bloqueo de la sección de pruebas por parte del objeto a experimentar. Los hay de tipo circular y rectangular, con un ángulo de expansión θ para el cual existen diferentes criterios de selección [3]. La presencia de una súbita expansión del ducto y un aumento progresivo de la presión en dirección del flujo ,. 6.

(20) hacen que exista un diferencial de presión mayor que cero , que se conoce como presión adversa, esto es, porque los esfuerzos cortantes que existen entre el fluido y la pared del ducto (capa límite) empiezan a ser mayores creando un punto donde a determinadas condiciones, conllevando a un cambio repentino de la dirección de la velocidad; este fenómeno es conocido como “backflow” o reflujo y conduce a la separación de la capa límite del fluido y pérdida de sustentación (stall) del difusor, generando vórtices que crean. una disminución de la efectividad del difusor para. recuperar presión. Figura 2. Ge ometría del difusor. θ 2θ. Hi. He. L. La condición mencionada anteriormente se ha estudiado extensamente, que para el caso de túneles de viento los profesores Bradshaw y Metha [4] , sugieren que para controlar este fenómeno, el ángulo máximo de expansión del difusor debe ser menor de 5° por cara o 10 ° en total . Esta condición acota la longitud del diseño del difusor de acuerdo con la máxima eficiencia. 7.

(21) posible. En la gráfica 1 se exponen los criterios que se deben tener en cuenta para la selección del difusor. Estos se basan en la suposición de una longitud del ducto L, su relación L/W1 (Longitud / ancho del túnel) y un ángulo máximo de apertura (2θ), para estar dentro de la zona de no separación de capa límite. Gráfica 1. Condiciones de diseño de un difusor. Tomada de: WHITE. Frank , Fluid Mechanics , Fifth Edition , ed MCGraw-Hill , New York , NY USA 2004.. El proceso por el cual se especifican las características geométricas y dinámicas del difusor, inicia a partir de unas dimensiones a la entrada, a la salida, la longitud y el ángulo de apertura (menor de 10°), valores obtenidos. 8.

(22) de la gráfica 2, en la zona de “No Stall” o pérdida de sustentación. Posteriormente, con estas dimensiones y con las condiciones de velocidad y presión, se evalúa su eficiencia, si ésta es baja se rediseña y se obtiene un nuevo conjunto de dimensiones. Las pérdidas asociadas con la fricción (f) del fluido con el ducto, son determinadas mediante el diagrama de Moody [5] para una rugosidad relativa de las láminas de acero (material mas común en la fabricación de ductos) [6]. En el caso del túnel de Viento para el edificio Mario Laserna, el tamaño de los difusores es proporcional al tamaño del túnel, que a su vez está limitado por el espacio de confinamiento de éste, ajustando así la máxima posible recuperación y la eficiencia del difusor. El siguiente ejemplo ilustra como se hacen los cálculos hidráulicos del difusor para obtener las dimensiones y la medida de recuperación de presión: L = 5.44m Hi = 1m He = 1.5m Wi = 1m We = 1.5m L. Wi. = 5.44. 0.25m We - Wi = tan -1 = 2.63 5.44 m L 2θ = 5.3° pequeño A 1.5m * 1.5m AR = 2 = = 2.25 1m * 1m A1. θ = tan -1. C p , frictionless = 1 - AR- 2 = 0.8 ≈80% Aceptable. 9.

(23) El coeficiente de recuperación de presión Cp es una medida del desempeño del difusor que puede estar asociado con un porcentaje de desempeño, el cual se considera aceptable con valores superiores al 80%, pero para los difusores utilizados en túneles de viento, debe ser mas alto, esto se debe a que no existe certeza en el futuro cuál es el máximo tamaño de los elementos que han de ser analizados en la sección de pruebas y menos aún cúal es la pérdida asociada a ellos. Es por esto que los difusores deben proporcionar un máximo de recuperación de presión, razón por la cual aquí se plantea una solución inversa, es decir. se parte de un factor de. recuperación de presión de 90%, y se obtiene el ángulo de apertura y las dimensiones de salida del difusor. (Anexo B).. C p , frictionless = 1 - AR- 2 = 0.9 ≈90% L = 5.44m Hi = 1m He = 1.5m Wi = 1m We = 1.77m θ = 4°. Bajo estas condiciones y con la garantía de no separación de la capa límite por el ángulo dentro de los márgenes menores de 5°, se espera que el desempeño o la recuperación de presión, sea alta.. 10.

(24) Se puede asociar la eficiencia del difusor a la medida de la transformación de presión dinámica en presión estática del túnel [7].. η =1 −. p2 − p1 ⎛ ⎛ A1 ⎞ 2 ⎞ 1 2⎜ ρV 1 1 − ⎜ ⎟ ⎟ ⎜ ⎝ A2 ⎠ ⎟ 2 ⎝ ⎠. El diseño de un túnel de viento puede contener uno o más difusores para la recuperación de presión, inclusive los ductos esquineros de algunos túneles de circuito cerrado hacen el uso de esquinas expansivas (difusores) [8]. En el túnel aquí propuesto se ha optado por el uso de dos difusores simples.. El coeficiente de pérdidas menores asociado con el diseño del difusor es el resultado de la relación entre los diámetros hidráulicos propios del diseño y el coeficiente de recuperación de presión (Cp). d 14 − Cp d 24 K dif 1 = 0.0244 K = 1−. K dif 2 = 0.0303. 3.1.2.. Diseño Hidráulico de los Ductos Esquineros.. Las esquinas son elementos que cumplen la función de cambiar la dirección del flujo, la misma función de los codos en una tubería circular. No obstante estas esquinas a pesar de que son ductos con una entrada y una salida los. 11.

(25) hay de diferentes configuraciones. Los ductos pueden ser rectos o curvos en la parte exterior (Figuras 3 y 4) igualmente, la sección interna puede ser recta o curva, esto es referente a la configuración geométrica del sistema. En si para aplicaciones de túneles de viento, es conveniente que estas esquinas sean curvas en ambos extremos, porque evita el estancamiento del flujo que se produciría si en un extremo externo usara una esquina a escuadra. Igualmente la parte interna debe ser circular, por cuanto permite que no haya un giro repentino del fluido, se generen vórtices y en consecuencia un aumento en el diferencial de presión. Figura 3. Ducto recto internamente - recto externo. Las Figuras 3 y 4 son simulaciones realizadas en un paquete CFD (Computer Fluid Dynamics). Estas simulaciones ilustran el comportamiento del fluido en. 12.

(26) las configuraciones de esquina recta interna – recta externa (Figura 3) y la configuración de la esquina curva interna – curva externa (Figura 4). Figura 4. Ducto curvo internamente - curvo externo. Como se puede observar en la simulación por computador, la comparación de la configuración recta-recta vs. la configuración curva-curva , en la primera se presenta estancamiento y posible separación del flujo , mientras que en la última se presenta un giro uniforme pero a su vez una sustancial disminución de la velocidad en la curva interna sin generar la separación de la capa límite del flujo. En términos constructivos la configuración de la esquina curva externa para grandes dimensiones es costosa por el uso extensivo de soldadura que adicionalmente puede deformar la lámina.. 13.

(27) El diseño hidráulico de estos ductos esquineros lleva de modo implícito el uso de álabes directrices, a los que se les asigna un coeficiente de pérdida (K). Estos álabes son utilizados con el fin de dirigir el flujo sin riesgo de separación de la capa límite. Barlow [3] sugiere que este factor de pérdida sea igual al que se produce en un codo de tubería de sección circular sin álabes directrices. Este valor es:. K = 0.12 − 0.15. 3.1.3.. Diseño Hidráulico de Álabes Directrices.. El diseño de estos álabes directrices influye en la magnitud de las pérdidas asociadas con los ductos esquineros. “Todo fluido que es deflectado produce pérdidas en términos de presión y perturb ación en el estado del movimiento”3, significando esto que las fuerzas generadas por el cambio en la dirección del flujo crean perturbaciones, que dependiendo del ángulo de giro generaran vórtices, reflujo o desprendimiento de la capa límite, modificando en esencia el perfil de velocidad haciéndolo no uniforme, eso sin contar que estas perturbaciones dan cabida a una gran pérdida de presión.. Los estudios realizados sobre el desempeño del diseño de éstos, datan de los años 30 y de los 50 [9]. Los diseños utilizados van desde el uso de una 3. National Advisory Committee for Aeronautics – Technical Memorandum No. 722 Guide vanes for deflecting fluid currents with small loss of energy. 14.

(28) simple placa curvada hasta perfiles alares [10]. El que se utilice determinado diseño, radica en su costo y posibilidad local de manufactura e instalación, además de los factores intrínsecos del desempeño esperado. Los álabes directrices son diseñados de acuerdo con factores dimensionales y dinámicos. Entre los factores dimensionales que determinan el tipo y tamaño del álabe, está la relación de aspecto del ducto esquinero, expresada como: RA =. Ancho − ducto >6 Altura − ducto. Esta relación de aspecto determina la proporcionalidad entre la envergadura de los álabes con el número total de ellos. Según Metha [4] se requiere que esta relación sea mayor de 6, para el caso del túnel de viento de la Universidad de los Andes, esta relación de aspecto es de 8.. Otro factor dimensional que condiciona la eficiencia del álabe es la distancia entre ellos que se conoce como “gap”, relación que conjuntamente con el tamaño de la cuerda del álabe determina el número de álabes necesarias [1][9]. Se recomienda que la relación gap/cuerda sea de 1:3 o menor [2].. Los factores dinámicos, son referentes a la eficiencia evaluada en términos de arrastre, es decir un perfil aerodinámico puede ser una placa curvada o un ala. El perfil alar posee una mayor eficiencia, es decir tiene menor arrastre, por el contrario la placa curvada produce mayor arrastre y en consecuencia. 15.

(29) mayores pérdidas de presión. La manufactura de un perfil alar requiere de procesos especializados que son proporcionales al costo del mismo, mientras que una placa curvada requiere de un proceso de manufactura simple. En consecuencia debe existir un equilibrio entre el diseño y su manufactura; esto conduce a que el diseño que cumple esta condición, es una placa curvada con la forma de un perfil alar.. El ángulo de ataque es otro factor dinámico con el cual se han diseñado perfiles alares que en la zona de máxima presión adversa, no desprenden la capa límite del fluido, siempre y cuando el ángulo de ataque α sea de 55° a 58°, siendo el ángulo óptimo de ataque, 56°30’.. 3.1.4.. Diseño Hidráulico Campana de Contracción.. La campana de contracción es una tobera, que esta diseñada para acelerar el fluido a la velocidad esperada en la sección de pruebas. Posee un ángulo de contracción de mínimo 25°. Una característica destacable de esta sección, es el hecho de que determina en gran medida la intensidad de turbulencia en el fluido, conllevando a que las variaciones de velocidad media en dirección del flujo, se disminuyan. Otra característica distintiva es la relación de contracción de áreas, que en la mayoría de los casos llega a ser de 20 a 1, siendo este último el área de la sección de pruebas, sin embargo para fines de túneles de viento del tipo educativo y de experimentos pequeños esta relación varia entre. 16.

(30) 9:1 hasta 5:1, de hecho esta condición esta ligada a una longitud tal que exista un compromiso entre ésta y el crecimiento de capa límite.. El fluido en la campana de contracción esta en un medio con presión decreciente (gradiente favorable). La condición de separación de capa límite no se presenta en esta sección, pero si puede existir el crecimiento de la misma, que en la siguiente sección (zona de pruebas) se puede dar este fenómeno, si encuentra condiciones tales como esquinas rectas u objetos de prueba grandes. En consecuencia el diseño debe tener una curvatura en una longitud tal, que no cause el estancamiento del fluido (longitud corta) o que lo acelere lentamente propiciando el crecimiento de la capa límite (longitud larga).. La posibilidad de estancamiento del fluido genera un incremento en la pérdida de presión, además de que el perfil de velocidad puede verse eventualmente deformado por esta condición, reduciendo el área efectiva en la sección de pruebas. Esta condición de diseño debe ser solventada mediante el uso de un perfil en la campana que no permita ni el estancamiento masivo ni una reducción del área efectiva, buscando además que el crecimiento de la capa límite este controlado.. Para evitar el crecimiento de la capa límite, el diseño de esta sección debe ser realizado mediante la utilización de polinomios de más de 3er [11] orden en la configuración de la curvatura de la campana.. 17.

(31) Según los criterios de separación de capa límite en 2-D de Stradford [11] y mediante el uso de un polinomio de 3er orden en el diseño de la entrada de la campana y un polinomio de 8vo orden a para el diseño de salida (Anexo C), se han obtenido dos ecuaciones de curvatura que permiten determinar la curva de la campana (Gráfica 2), con las condiciones de Altura de entrada Hi , Altura de salida He , longitud del ducto L y Radio de contracción CR.. y1 = − 0.314 x 3 + 6,76 ⇒ 0m ≤ x < 1.4m y2 = −0.175x 8 + 0.315 x 7 + 1 ⇒ 1.4m ≤ x ≤ 0m Gráfica 2. Perfil desarrollado de la cur vatura de la campana. 18.

(32) El coeficiente de pérdidas menores asociado con este componente es debido en su mayoría a la fricción del fluido con las paredes. K = 0.32 f. L = 0.0114 Dh1. El total de la pérdida de presión no se debe exclusivamente a esfuerzos cortantes del fluido con la superficie de la campana, sino que ésta “pérdida” es debido a la transformación de energía potencial (presión estática) a la conversión en energía cinética (presión dinámica).. 3.1.5.. Diseño Hidráulico del Hone ycomb.. Las variaciones de velocidad transversal, ocasionadas por el continuo cambio de dirección del aire, hacen que tengan efectos en la velocidad en dirección del flujo, esto significa que hay componentes de velocidad diagonales que por sus características de angularidad son indeseables en la sección de pruebas y que ocasionan un aumento en la intensidad de turbulencia del fluido. Es por este hecho que se instalan componentes conocidos como honeycombs que en sus distintas configuraciones (Figura 5), generan un alineamiento de las componentes de velocidad longitudinal hasta ángulos máximos de incidencia de 6°.. 19.

(33) Figura 5. Configuraciones de Honeycomb.. Tomada de : BARLOW, Jewel et al. Low-Speed wind Túnel Testing , ed. John Wiley And Sons 3 rd Edition , New York , NY USA 1999.. Para que estos elementos no sean un bloqueo al flujo y produzcan grandes pérdidas de presión,. son colocados en las secciones de baja velocidad. minimizando la fricción del objeto con el fluido. Además para minimizar las pérdidas por la presencia de éste dentro de la corriente del fluido, se necesitan unas características desde el punto de vista constructivo únicas, un espesor de pared de la lámina de 0.2 a 0.5 mm y un diámetro hidráulico del orden de 10 mm, además de esto se recomienda que la longitud del honeycomb sea de 9 a 10 veces el diámetro hidráulico de conducto.. Según Bradshaw [3], las pérdidas de presión asociadas con éste, son proporcionales a un factor de pérdidas de 0.2 a 0.8.. K = 0.2 − 0 .8. 20.

(34) 3.1.6.. Diseño Hidráulico para la selección de Mallas.. Las mallas son empleadas para minimizar las variaciones en la velocidad longitudinal debido a las variaciones de velocidad transversal. Estas, crean su propia turbulencia que cuando son utilizadas en distintas configuraciones generan pequeñas turbulencias que “apaciguan” la turbulencia general del fluido llevándolo a un estado donde las variaciones de velocidad son muy bajas.. Las mallas por su condición, son muy parecidas al honeycomb. En efecto autores sugieren que no es necesario el honeycomb mientras se tenga la mejor combinación de las mallas [12].. Las mallas en esencia son cuerpos inmersos en un fluido, no deben ser vistos como bloqueos al flujo en un canal cerrado, sino un cilindro de diámetro muy pequeño y extensión “infinita” por el cual pasa aire alrededor. Por esta condición se le asocia un numero de Reynolds desde 40 hasta 300, por encima de Re=100, se llama condición súper critica y la malla en este caso se convierte en un generador de turbulencia, condición deseada para minimizar las variaciones de velocidad. Por debajo de Re=45 el régimen es láminar o sub-crítico y la fricción se convierte en un problema, pues la presión cae rápidamente, disminuyendo ostensiblemente. la intensidad de turbulencia a. diferencia en un régimen super-crítico.. 21.

(35) Re =. ud. υ. Cuando se especifican las mallas a utilizarse hay que tener en cuenta los siguientes factores, que son: la solidez de la malla S, el área abierta OA ó porosidad β , el tamaño de la malla N (mesh/in) ó M (distancia entre hilos en mm). Con estos factores y la velocidad en este punto es posible determinar la intensidad de turbulencia y el factor de pérdidas. Las mallas disponibles en el mercado nacional son comercializadas por el “mesh size” o N que es el número de agujeros por pulgada lineal y por lo general por encima de 20 mesh son múltiplos de 10 , ej. 30 , 40 , 50 , 60 , 100 …etc.. Con base en estos. parámetros y según las ecuaciones descritas a. continuación se ha determinado el tipo de malla. 1 N S = 2 Nd − N 2 d 2 OA = (1 − S ) * 100 M =. Generalmente, la pérdida de presión debido a las mallas es determinada por medio de experimentos. El ángulo de incidencia y el ángulo de salida (Gráfica 3) del fluido frente a la malla, están relacionados mediante el índice de refracción,α , que va desde 0 hasta 1.. φ = αθ. 22.

(36) Gráfica 3. Incidencia del viento sobre la malla. Tomada de : BARLOW, Jewel et al. Low-Speed wind Túnel Testing , ed. John Wiley And Sons 3 rd Edition , New York , NY USA 1999.. Este a su vez, se ha determinado mediante relaciones empíricas, que está relacionado con el coeficiente de pérdidas de presión en la malla.. α=. 1.1 1+ K0. Este Ko se relaciona con la porosidad de la malla β . d β = ⎛⎜ 1 − ⎞⎟ M⎠ ⎝. 2. Donde d es el diámetro del alambre y M la separación entre alambres.. K 0 = f (Re d ). 1− β. 2. β2. Esta función f (Re d ) =0.5 es constante para valores de Re>100 y S= 0.3-0.4.. 23.

(37) También es importante tener en cuenta que las mallas deben estar separadas por una distancia mínima de 500 diámetros del alambre predecesor, para minimizar la interacción mutua.. La variación de la velocidad media en dirección del flujo está determinada mediante la relación del ángulo de refracción y el coeficiente de pérdida de acuerdo con la ecuación: ∆u 2 1 + α − αK 0 = ∆ u1 1 + α + K0. La variación de la velocidad en dirección perpendicular a ésta, causante del aumento o disminución de la intensidad de turbulencia es: ∆v 2 1.1 = ∆ v1 1+ K0. Es indispensable comprender que la reducción de la intensidad de turbulencia es el producto de cada malla y el aumento en la caída de presión es la suma individual del coeficiente de pérdidas de presión. Para simplificar los términos, la combinación de varias mallas produce el efecto de actuar como una sola malla, con un coeficiente de pérdida de presión que es igual a la suma de los coeficientes individuales y la intensidad de turbulencia es el producto de la disminución en la intensidad de cada una.. 24.

(38) Se asumen valores de coeficiente de pérdida de presión dependiendo del tamaño de la malla de:. K 0 = 0.5 − 2 El valor experimental asociado a este es:. 1 ∆ Pst = K0 ρ u 2 2. Donde ( ∆Pst ) es la presión estática medida y (u) es la velocidad media medida, que se relacionan por medio de la densidad ( ρ ) y el coeficiente de pérdida de presión Ko. La intensidad de turbulencia medida a una distancia, x, de donde se encuentra la malla es: V2 1.12 = V (x d )5 / 7. 3.1.7.. Diseño Hidráulico de la Sección de Pruebas.. Aún cuando las condiciones sobre la sección de pruebas en lo que se refiere a dimensiones y a velocidades ya habían sido predeterminadas, las condiciones de intensidad de turbulencia y el perfil de la velocidad en ésta, aún deben ser establecidas en el momento en que se realice la calibración del túnel. Cabe en. 25.

(39) este apartado indicar que una intensidad de turbulencia aceptable es del orden de 0.05%, en este caso se esta buscando obtener un valor bastante bajo del orden 0.01%, mediante la combinación de mallas y una campana de contracción con un perfil optimizado.. Es importante recalcar que la sección de pruebas tiene unas dimensiones especificadas como 1m de ancho x 1 m de alto x 2 m de largo. El uso de ángulos a 45° (chaflanes) en las esquinas reducen el área transversal en la sección de pruebas evitando la separación capa límite o vórtices por la presencia de componentes transversales en capas límites perpendiculares a las esquinas. Este diseño achaflanado (Figura 6) se utiliza par evitar ángulos rectos y. se extiende desde la campana de contracción hasta la primera. sección del primer difusor pasando por la zona de pruebas. Figura 6. Chaflán a 45° en el diseño del túnel de viento. 26.

(40) Las pérdidas asociadas a esta sección son exclusivamente debidas al modelo en prueba; se estima que para un modelo que cubra el 20% del área, el coeficiente de pérdida debe ser de:. 3.1.8.. Transición, secciones de alargamiento y sección de asentamiento.. La transición es un componente que permite transformar de sección cuadrada a sección circular de área más pequeña, opera esta como una tobera pequeña que envía el flujo al ventilador.. Las secciones de alargamiento, son secciones cuadradas rectas que permiten variar la altura y ajuste del túnel. En esta sección se localizan unas compuertas para eliminación de aire caliente, en el caso que se este utilizando el túnel por largo tiempo y permite ser el sistema de purga del túnel cuando se utilicen generadores de humo.. La cámara de asentamiento es la sección antes de la campana de contracción y permite alojar elementos como mallas y honeycomb, además de que es la sección de área igual, mas larga del túnel y como su nombre lo indica permite un asentamiento del fluido.. 27.

(41) Las pérdidas de presión asociadas con estos ductos, provienen de la fricción (f) del aire con la lámina de acero.. La mayoría de las pérdidas de presión están asociadas con los componentes anteriormente descritos. No obstante las uniones entre los componentes y los “defectos” propios de la construcción pueden llegar a constituir un porcentaje significativo en la pérdida total de presión.. Una vez definidas las pérdidas de presión y la potencia hidráulica requerida para tener un caudal de aire de 60m 3/s, se pueden especificar las características aerodinámicas y de potencia del ventilador [13] (Tabla 1).. 28.

(42) Tabla 1. Contabilidad de pérdidas de presión. Pérdidas Componente. K. f. V(m/s). (Pa). Fin Contracción Fin Secc. Prueb. Difusor 1 Malla de Seguridad 1ra Esquina. 0.0000 0.1200 0.3000. 0.0000 0.0000 0.0244. 60 60 19.04. 0.0 190.1 60.3. Total P2-P1 (Pa) -1549.0 0.0 1424.4. 0.2000 0.0000. 0.0000 0.0340. 19.04 19.04. 31.9 4.7. 0.0 0.0. Alabes D. Extensión 2da Esquina Alabes D. Transición Salida ventilador Difusor 2 3ra Esquina Alabes D. Extensión 4ta Esquina Alabes D. 4 Mallas Honeycomb S. Asentamiento Ini. Contracción. 0.1500 0.0000 0.0000 0.1500 0.1000 0.0000 0.3000 0.0000 0.1200 0.0000 0.0000 0.1200 8.4000 0.2000 0.0000 0.4000. 0.0000 0.0340 0.0340 0.0000 0.0114 0.0114 0.0303 0.0550 0.0000 0.0550 0.0550 0.0000 0.0000 0.0000 0.0114 0.0114. 19.04 19.04 19.04 19.04 29.84 29.84 8.91 8.91 8.91 8.91 8.91 8.91 8.91 8.91 8.91 8.91. 23.9 4.3 4.7 23.9 44.1 3.5 13.4 1.6 4.2 0.4 1.6 4.2 293.7 7.0 0.2 14.4. 3.2.. 0.0 0.0 0.0 0.0 -232.3 0.0 356.9 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 Total Pa. -1549.0 -190.1 1364.1. Pacum (Pa) -1549.0 -1739.1 -375.0. -31.9 -4.7. -406.9 -411.6. -23.9 -4.3 -4.7 -23.9 -276.3 -3.5 343.5 -1.6 -4.2 -0.4 -1.6 -4.2 -293.7 -7.0 -0.2 -14.4. -435.5 -439.8 -444.5 -468.4 -744.7 -748.2 -404.7 -406.3 -410.5 -411.0 -412.6 -416.8 -710.5 -717.5 -717.7 -732.1 -732.1. dP (Pa). DISEÑO DE MANUF ACTURA. La manufactura del ducto como tal, se hace bajo los estándares que han sido utilizados para la construcción de ductos de aire acondicionado. Básicamente en estos estándares se especifica la presión que se ha de controlar en el ducto y a través de ésta se especifica, el largo de las secciones y el tipo de unión. Los estándares SMACN A (Sheet Metal and Air Conditioning Contractors Nacional Association, INC) son ampliamente utilizados por los fabricantes de. 29.

(43) sistemas de aire acondicionado. Para este caso esencialmente se estudiaron los estándares de ductos de Alta Presión [14].. Las dimensiones establecidas en el diseño hidráulico, son las dimensiones esperadas del ducto, con base en las cuales se determina en las tablas del estándar la distancia de separación de las uniones, el tipo de unión más apto y el espesor de pared (calibre) de la lámina a utilizar.. Ejemplo: Con una presión de 4 in de agua (1000 Pa) y una dimensión (sección transversal) del ducto de 73 in (1.85 m) a 84 in (2.14 m) lámina calibre 16 smg.. se debe utilizar una. (1.61 mm) y unión tipo K cada 3 ft (0.91 m) de. separación; esta unión tipo K es una unión bridada mediante ángulos de acero de dimensiones 2 in x 2 in (50.8 mm x 50.8 mm) de un espesor de 3/16 in (4.76 mm), donde ésta es soldada o remachada al ducto y la unión correspondiente entre ellas, unida por pernos de 5/16 in (7.94 mm). Así mismo sugiere la separación de los agujeros que se han de utilizar para colocar los pernos de sujeción; en el ejemplo cada 6 in (152.4 mm) se deben separar y los primeros intervalos desde las esquinas de las bridas, deben estar a 4 in (101.6 mm). El estándar también específica el uso de uniones permanentes, ya sea de cordones de soldadura o de remaches, calientes o remaches de lámina fríos. Adicionalmente el estándar sugiere el. sistema de sellos, que en la. mayoría de los casos son resinas del tipo epóxico o derivados de polímeros naturales (caucho).. 30.

(44) En cuanto a los sistemas internos del ducto se habla también del uso de álabes directrices. Estos son utilizados en los sistemas de aire acondicionado, su modo de sujeción es explicado en la figura 7 del estándar SMACNA de alta presión. Figura 7. Posicionamiento de los álabes directrices según SMACNA.. Tomada de : High Pressure Duct Construction Standards, SMACNA 1975 , Vienna Virginia USA. La campana de contracción es un elemento del túnel que por su tamaño y sus características debe ser fabricada en un material que no sea metálico. En la mayoría de los casos se recurre a un sistema de estructura metálica, recubierta con fibra de vidrio (FGRP).. 31.

(45) 4.. CONSTRUCCION. Con base en los conceptos expuestos en el marco teórico y en sus referencias bibliográficas, se diseñó y están siendo construidos todos los componentes del túnel de viento. Estos componentes son las secciones del túnel, los álabes directrices, las mallas, honeycomb y el ventilador.. Una vez establecidas las. pérdidas de presión (Anexo A) de todos los. componentes del túnel, se procede a establecer el mapa del túnel (Gráfica 4). Gráfica 4. Mapa de presión del túnel de viento. 32.

(46) La Figura 8 muestra el recorrido del aire y la pérdida respectiva de presión. Como se observa el difusor # 1 es el de mayor recuperación de presión. Con un objeto en la sección de pruebas la diferencia de presión entre el final (mallas) y el cero, es el valor de presión que tiene que suplir del ventilador. Esta presión que suple el ventilador es proporcional a una potencia hidráulica y asimismo a una potencia de un motor eléctrico. Figura 8. Distribución de presiones a lo largo del túnel.. La curva determinada por el sistema (túnel de viento) contabilizando el objeto de prueba y el cruce con la curva del ventilador, determina el punto de operación del sistema, que es variable según las características del objeto que se este probando y la velocidad del ventilador. Esto establece el punto de operación del sistema. (Gráfica 5). 33.

(47) Gráfica 5. Curva teórica de rendimiento del ventilador vs. Curva del Túnel. 1000. 900. 800. Pres ión (Pa). 700. 600. 500. 400. 300. 200 100. 0 0. 10. 20. 30. 40. 50. 60. 70. 80. 90. 100. Caudal (m3/s) Ventilador. 4.1.. Tunel de Viento. DUCTO.. El ducto fue diseñado de acuerdo con los estándares SMACN A y ASHRAE [16], bajo las condiciones de diseño mencionadas en el marco teórico. Se encontró que el calibre de la lámina más apropiado es de 16 smg. (1.613 mm), capaz de soportar las presiones sin deflectarse ni vibrar, de sección cuadrada con excepción de la sección del ventilador, que es circular. La soldadura no se ha recomendado por su efecto en la expansión térmica desigual de la zona. 34.

(48) afectada por el calor de la soldadura [17], en vez de ello se utilizo remache en acero.. Las uniones entre ductos son perfiles de acero en L, de 2 in x 2 in de un espesor de 3/16 in y con pernos de 7/16 in. Las bridas se empalman utilizando empaquetadura de caucho, que evita transmisión de vibraciones y fugas de aire y los remates de las uniones de las láminas están selladas con resina epóxica.. Una vez obtenidas las dimensiones generales del ducto (Anexo F), se procedió a realizar una simulación estructural en un programa de computador de elementos finitos (FEA), para determinar cuáles eran los puntos de mayor susceptibilidad a falla estructural (Figura 9). Según estas simulaciones, el componente de máxima sensibilidad a falla por nivel de esfuerzos elevados, está en la sección de pruebas; como consecuencia de ésto se definió que la estructura del túnel estará colgada en las uniones bridadas y la sección de pruebas estará soportada y colgada.. 35.

(49) Figura 9. Simulación estructural en FEA del túnel de viento.. 4.2.. DIFUSORES.. Los difusores El primero como el segundo, se sometieron a extensas revisiones sobre sus características, desde el punto de vista de dinámica de fluidos, a la vez que se hicieron simulaciones en un programa de elementos finitos para fluidos (CFD) para determinar la recuperación de presión.. La recuperación de presión teórica del primer difusor es de 1430 Pa, en el programa de elementos finitos se logro obtener una recuperación 2203 Pa, es posible que esta discrepancia este asociada a que en el programa de elementos finitos se simuló el difusor con una boca de entrada cuadrada y no. 36.

(50) octagonal como es en el diseño final, no obstante las dimensiones y ángulo de apertura son las establecidas por el diseño hidráulico. (Figura 10). Figura 10. Simulación en CFD de la recuperación de presión del difusor.. En la Figura 11, la simulación muestra que no existe separación de capa límite ni tampoco vórtices, esto se debe a que no existe una velocidad negativa. La velocidad de salida del difusor está dentro del rango de velocidad estimada por el cálculo hidráulico. Por ende la selección del ángulo de apertura es acertado.. 37.

(51) Figura 11. Simulación en CFD del perfil de velocidad del difusor.. 4.3.. CAMPANA DE CONTRACCIÓN.. Al igual que los difusores, el diseño de la campana de contracción se simuló en un programa de elementos finitos para fluidos (CFD) para determinar el área efectiva, la velocidad y la presión. Se presto especial atención a la presencia de zonas. de estancamiento del fluido y se observo que no eran. significativamente grandes. Por ser esta, una campana en un gradiente de presión favorable (presión decreciente) no existe el riego de separación de capa límite y el crecimiento de la misma, que sí genera desprendimiento de ella en el modelo, esta controlado (Figura 12.).. 38.

(52) Figura 12. Simulación en CFD de la velocidad del flujo en la campana de contracción.. En la Figura 13 se muestra una simulación en CFD del cambio de presión en la campana de contracción. Se observa que la presión asociada con el cambio de velocidad por la contracción, es de 3400 Pa, por encima de la presión estimada en el cálculo hidráulico (Anexo A), lo cual permite en términos muy generales estimar que la aceleración del flujo es suficiente antes del objeto de prueba.. 39.

(53) Figura 13. Simulación en CFD de presión en la campana de contracción.. La construcción de este elemento como ya se menciono se hará en madera y plástico reforzado con fibra de vidrio, este compuesto se ha de utilizar de la siguiente manera (Figura 14) y existirá un esqueleto en tubería de acero de ½ in (12.7 mm) con la que se espera dar rigidez al conjunto.(Aporte Ing. Jaime Loboguerrero) Esencialmente se utiliza la madera dentro del conjunto para evitar la fabricación de un molde que se desperdicie, ya que el molde quedara embebido dentro de la fibra de vidrio (Anexo F).. 40.

(54) Figura 14. Composición y disposición del material de la campana de contracción. 4.4.. SOPORTES.. Como el túnel de viento es de disposición vertical, la parte superior ha de estar suspendida del techo, para ello es necesario unos soportes que permitan colgarlo. Con ayuda de INGEMON el constructor del túnel de viento, se desarrollaron unos soportes, mediante perfiles de acero en C de 3 in x 1 in de alto (76.2 mm x 25.4 mm) y un espesor de 3/16 in (4.76 mm ), los cuales van soldados entre si (Fotografía 1). Así mismo este soporte va anclado a la viga del techo, mediante unos pernos de expansión de ½ in (12.7 mm) en acero grado 8. Así se rediseño y se agregó un ángulo a 45° de acero que une las dos piezas verticales, con un tamaño mínimo de 2 in x 2 in. (Anexo D).. 41.

(55) Fotografía 1. Perfiles en acero, para colgar el ducto con ángulo de 15 x 15 cm.. 4.5.. VENTILADOR.. El diseño del ventilador es el resultado de los cálculos de presión en el diseño hidráulico, que determinan las características primordiales de éste, como son velocidad de giro, cabeza de presión, número de aspas y el perfil más apto para suplir la diferencia de presión ocasionada por los componentes del túnel.. También como parte del diseño, se realiza un cálculo del cono de salida del ventilador (empenaje), del número y perfil de los álabes del estator del ventilador. El estudiante de pregrado Santiago Caicedo con la colaboración del Ingeniero Álvaro Pinilla, diseñó un ventilador [13] con una característica de. 42.

(56) velocidad de 1150 r.p.m como velocidad de giro, un diámetro de 1.60 m, con 12 aspas, envergadura de aspa de 45 cm y una elevación de la presión estática de 650 Pa (Gráfica 6.) lo cual da como resultado la utilización de una potencia de 55 kW (75 hp) y 1200 r.p.m. El empenaje a utilizar tiene una longitud de 1 m y un diámetro de 80 cm. También dentro del diseño se estimó que el estator debe tener 11 aspas.. Gráfica 6. Curva teórica de rendimiento del ventilador @ 1150 r.p.m 800. 700. 600. P resión (Pa). 500. 400. 300. 200. 100. 0 0.0. 10.0. 20.0. 30.0. 40.0. 50.0. 60.0. 70.0. 80.0. 90.0. 100.0. Caudal (m 3 /s). Tomada de: CAICEDO, Santiago, Diseño y fabricación de un ventilador axial para un túnel de viento, Proyecto de Grado de Ingeniería Mecánica, IM-2007-I-07. La hélice del ventilador será fabricada por un proceso de micro fundición en aluminio y un posterior tratamiento de anodizado. A la fecha se tiene un. 43.

(57) prototipo en escala 1:5 en aluminio, con el cual se obtuvieron las curvas de rendimiento y se utilizaron para validar la teoría con la cual se obtuvo la curva teórica de rendimiento mostrada en la Gráfica 6.. Fotografía 2. Ventilador en escala 1:5 del Túnel de Viento. 4.6.. SOPORTE VENTILADOR.. Las condiciones especiales de potencia del ventilador, número de aspas del estator y tamaño del empenaje, requieren un diseño especial para el soporte del motor que va acoplado al ventilador, pues como se muestra en la Figura 15 el cono o empenaje tiene que cubrir por completo al motor. Esta condición permite un flujo uniforme sobre el empenaje ya que evita la pérdida de presión. 44.

(58) por separación de capa límite, además de que el estator endereza mayor cantidad de flujo, otorgando una eficiencia cercana a la esperada. Si a estas condiciones se le suman las características del peso del ventilador más un motor de 55 kW (75 hp), que pesa alrededor de 6000 N, se requiere de un diseño compacto, robusto y que absorba gran cantidad de vibración del motor. Figura 15. Montaje del rotor, estator, spinner y empenaje.. Se proponen dos diseños, para solventar los requerimientos presentados anteriormente. El primero es usando una mesa donde se soporta el motor y ésta ancla directamente al piso mediante unos largueros que son parte del estator del sistema de rotor-estator ; el otro diseño hace el uso de unos anillos de los cuales se desprenden radios y se sueldan a una lámina de un calibre 10 smg. (3.41 mm).. 45.

(59) 4.7.. ÁLABES DIRECTRICES .. Los álabes directrices como ya se menciono, son los elementos que han de direccionar el flujo en las esquinas, minimizando el arrastre y las pérdidas de presión ocasionadas por el giro repentino del fluido.. Se encontró en el reporte 722 de la NACA [9], un perfil probado en los años 30 que estaba compuesto por una placa curvada con coordenadas especificas , este perfil Köber (Figura 16), no tiene mayores pérdidas de presión, siempre y cuando el perfil sea fabricado con las dimensiones mas exactas posibles. Sobre este, se realizaron simulaciones. computacionales y se encontró que. existe una zona de alta presión (presión adversa) que hace que la capa límite se haga mas grande, pero no se encontró evidencia de reflujo, ni tampoco de vórtices que puedan llegar a generar el desprendimiento de capa límite. (Figura 17).. El perfil que podría ser utilizado para el túnel de viento seria el perfil Köber con una longitud de cuerda de 50 cm para todas las esquinas y con una relación gap/chord de 0.47 y con un ángulo de ataque de α = 56° 30’.. Para las esquinas 1 y 2 se utilizan 11 álabes directrices de los cuales uno estará soldado en la parte mas baja de la esquina; para las esquinas 3 y 4 se hará uso de 16 álabes de igual perfil e igual longitud de cuerda.. 46.

(60) Figura 16. Álabe directriz con perfil Kröber.. Para la fabricación de éstos, debe utilizarse una plantilla y se le da la curvatura (Anexo F) en unos rodillos. Para evitar que la lámina con la que estará construido vibre (fenómeno de Fluttering), se hará uso de lámina calibre 16 smg. (1.61 mm), la misma que el túnel y se introducirá una lámina en la mitad de la distancia de los álabes directrices que se encuentran en las esquinas posteriores. Esta lámina será vertical y e vitara este fenómeno.. 47.

(61) Figura 17. Simulación de velocidad de los álabes directrices tipo Kröber.. 4.8.. HONEYCOMB Y MALLAS.. Estas se utilizan para disminuir la amplitud de la intensidad de turbulencia debido a componentes transversales a la velocidad de flujo del fluido, pero así mismo se busca uniformizar el flujo de viento en la sección de pruebas. De estas características se ocupan las mallas y de linealizar el flujo el honycomb a la ve z que también uniformiza el flujo. De una selección cuidadosa de los dos componentes, tipo de mallas y dimensión de honeycomb, se obtiene un resultado satisfactorio en la intensidad de turbulencia en la sección de pruebas, perfil de velocidad sin comprometer la caída de presión y distribución de. 48.

(62) velocidad. Teniendo en cuenta que estos componentes son obstáculos al flujo y proveen una pérdida sustancial de la caída de presión, se colocan en zonas de baja velocidad, para que su influencia se la mínima posible.. Para determinar la influencia en la presión debido a las mallas se construyo un ducto en polipropileno de 32 cm. de diámetro y 4.5 m de largo (Fotografía 3), en el que se probaron distintas mallas disponibles en el mercado y unas combinaciones de las mismas. Fotografía 3. Banco de pruebas del ventilador y las mallas.. Las mallas de 8, 10, 30, 40 y 50 Mesh se caracterizaron una a una y sus combinaciones en cuanto a la caída de presión (Tabla 2), velocidad de flujo e intensidad de turbulencia. De igual manera se caracterizo un honeycomb industrial.. 49.

(63) En la Tabla 2 se consignan los resultados de estos ensayos. El experimento se realizo midiendo en distintas posiciones radiales desde el borde: 2 cm, 4 cm, 7 m y 12 cm, a 84 cm aguas abajo y 95 cm aguas arriba. En estos puntos se midió con un tubo de pitot marca Dwyer serie 160 la presión estática y la presión dinámica. Así mismo en estos puntos se midieron con un anemómetro de hilo caliente Extech 407001A (Anexo G), las variaciones de velocidad durante 200 s y se determino la intensidad de turbulencia media, que se relaciona mediante la ecuación: I=. σ V. La intensidad media, es la relación entre la desviación estándar sobre el promedio aritmético de las velocidades. Se observo que el coeficiente de pérdidas en función del tamaño de malla posee una relación de orden 3 (Gráfica 7).. 50.

(64) Tabla 2. Cuadro de presiones, velocidades y coeficientes de pérdidas de cada malla y la combinación de ellas sin y con Hone ycomb (HC). MESH 8 10 30 40 50 8-10-30-50 8 - 10 - 30 10 - 30 10 - 50 30 - 50 10 - 40 -. dP prom st (Pa) 21 28 37 52 67. V prom (m/s) 6.8 6.2 5.3 4.9 4.4. 109 85 76 86 113 78. 2.4 3.5 3.8 3.1 2.8 3.4. - 40 HC - 50 HC -40 HC -30 HC. 60 71 69 66. 3.1 2.8 2.6 2.7. HONEYCOMB. 51. 5.0. 10 10 40 40. K prom 1.14 1.74 3.38 4.90 7.96. De la caracterización de las mallas, se pudo obtener una relación entre el tipo (M) de malla y el coeficiente de pérdida de presión asociado, esta relación es comparada con los resultados obtenidos por Lindgreen [12]. La comparación con los pocos datos obtenidos por Lindgreen, muestra que los coeficientes de pérdida medidos para las mallas estudiadas en el proyecto, son más altos, probablemente debido al diámetro del alambre de las mallas que no necesariamente es el mismo.. 51.

(65) Gráfica 7. Relación tamaño de malla vs. Coeficiente de pérdidas. Relacion Coeficiente de pérdidas vs. t amaño mesh 9.00. 8.00. Coeficiente de pérdida s. 7.00. 6.00. 5.00. 4.00. 3.00. 2.00. 1.00. 0.00 0. 10. 20. 30. 40. 50. 60. Mesh size (Mesh/ in ) Medidos. Lindgreen. Adicionalmente las mediciones de Lindgreen fueron hechas directamente en un Túnel de viento y no en un banco diseñado exclusivamente para esta aplicación. Pero a grandes rasgos se puede prever una tendencia similar de crecimiento del coeficiente de pérdidas con respecto al tamaño de la malla. Así mismo se pudo determinar con una incertidumbre del 1.7% la relación líneal existente entre el coeficiente de pérdidas y la caída de presión.. Las mallas que poseen el coeficiente de pérdidas mas alto (40 y 50 mesh), uniformizan más el flujo, pero a un costo en la caída de presión alto. Las mallas. 52.

(66) más pequeñas 8 y 10 tienen una influencia mínima en el flujo. A modo de ejercicio se probaron las mallas sin el Honeycomb, pues este seria un posible escenario en el túnel de viento a escala real.. Las combinaciones de mallas que producen un mejor resultado en términos de menor intensidad de turbulencia y caída de presión son la combinación 10 - 40 mesh y la combinación 10 – 50 mesh, siendo esta última la que produce menor intensidad de turbulencia. Para esta combinación la intensidad de turbulencia antes y después de las mallas se muestra en la Gráfica 8. Gráfica 8. Variación de velocidad con la combinación de malla 10-50 mesh, medida antes y después de la malla 10 - 50 Mesh 9.0%. Intensidad de Turbulencia. 8.0% 7.0% 6.0%. 5.0% 4.0% 3.0% 2.0%. 1.0% 0.0% 1. 2. 3. 4. Posicion Antes. Desp ues. 53.

(67) La Gráfica 9 muestra el perfil de velocidad antes y después de la combinación de las mallas. Este perfil es medido con el tubo pitot en las posiciones desde 2 cm hasta 12 cm del centro del ducto. Estos resultados muestran que las mallas sí uniformizan el flujo y justifican la ausencia de un honeycomb. Gráfica 9. Perfil de velocidad en el ducto con la combinación de malla 10 – 50 mesh.. Perfil de velocidad en el ducto 3.50. 3.00. velocidad medida (m/s). 2.50. 2.00. 1.50. 1.00. 0.50. 0.00 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. Pos ic ion r adial des de e l c entro (c m) Antes. De spue s. El Honeycomb es un elemento de pared muy delgada y su relación de aspecto es bastante grande (Figura 18). En Colombia no se cuenta con procesos de fabricación, razón por la cual se busco reemplazarlo con un elemento de producción masiva, con características aerodinámicas y un coste bajo. Por esto. 54.

(68) evoco por el uso de parrillas de ventilación, pues son modulares y delgadas. Esta se caracterizo y se midió su caída de presión. La dificultad del uso de estas parrillas, radica en que no es posible tenerlas en las dimensiones deseadas 2.55 m x 2.55 m y 10 cm de largo.. Figura 18. Configuración de un hone ycomb.. Tomada de: MATHEW, Jose, Design, fabrication, and characterization of an anechoic wind tunnel facility, a dissertation presented to the graduate school of the University of Florida in partial fulfillment of the requirements for the degree of doctor of philosophy University of Florida 2006.. 55.

(69) 5.. CONCLUSIONES. La definición del diseño de un túnel de viento de circuito cerrado, se baso en que los túneles de circuito abierto requieren unas condiciones de espacio y potencia mayores, es por esto que en el túnel de circuito cerrado tiene menos influencia en la calidad del flujo de aire el ambiente exterior. En consecuencia la potencia que se requiere es menor para obtener velocidades equivalentes a los de los túneles de viento de circuito abierto.. Las características de velocidad de 60 m/s y el tamaño de 1m x 1m x 2m, de la sección de pruebas, determinaron las dimensiones de los componentes del túnel de viento. Así mismo a cada uno de estos componentes corresponde un factor de pérdida de presión, que se cuantifico con base en el cual se calculo un requerimiento de potencia hidráulica para suplir las pérdidas propias del sistema.. Adicionalmente a las pérdidas propias del sistema, se le sumo la pérdida de presión ocasionada por el objeto en prueba, cuyo límite se estableció en un 20% de la dimensión de la sección transversal de la zona de pruebas. Esta condición conlleva a una pérdida de presión máxima esperable de 450 Pa.. 56.

(70) Del conjunto de pérdidas de presión dentro del túnel, la mayor caída de presión proviene de los elementos en la sección de asentamiento. Estos elementos son, el Honeycomb y la combinación especifica de las mallas utilizadas para la reducción de la intensidad de turbulencia en la sección de pruebas.. Los dos difusores diseñados, poseen un coeficiente de recuperación de presión del 90%. Este coeficiente asociado a la eficiencia del mismo, logra dar como resultado una recuperación de presión teórica del primer difusor de 1430 Pa y del segundo de 370 Pa.. Los estudios realizados en CFD para los difusores, muestran que la capa límite del fluido no se desprende, validando la selección del ángulo de apertura de los mismos, de 4° y 3.9° para el primer y segundo difusor respectivamente.. Se opto por un diseño de ductos esquineros, curvo internamente, curvo externamente, siendo este diseño el más apto para manufactura. Conjuntamente con los ductos, se diseñaron los álabes directrices, para minimizar las pérdidas asociadas al giro a 90° del flujo.. Mediante CFD, se pudieron comprobar dos diseños de alabes directrices, estos son un perfil alar curvado y una placa curvada con un perfil especial. El primero de éstos, el perfil SA070.61 mostró en la simulación, disposición a generar vórtices ocasionados por la curvadura del perfil y probablemente por la zona de influencia. 57.

(71) del álabe adyacente. El perfil de placa curvada tipo Kröber no mostró desprendimiento de capa límite ni vórtices, mas sí una disminución en la velocidad de flujo en las 2/3 partes del recorrido del álabe. El número de álabes directrices es de 11 parta cada uno de los ductos esquineros iniciales y 16 para cada uno de los siguientes ductos. Posicionados con un ángulo de ataque de 56° 30’, con una cuerda de 50 cm y separados entre ellos por una distancia de 24 cm.. El uso de polinomios de más de tercer orden en el modelamiento del diseño del perfil de la campana de contracción, permitió definir un perfil de. contracción. suave, manteniendo controlado el crecimiento de la capa límite, hecho que fue comprobado mediante el uso de herramientas computacionales, CFD. Además de esto se observo que la reducción efectiva en el área transversal a la salida de la campana de contracción es mínima para las condiciones citadas.. El experimento para caracterizar las mallas y el honeycomb, mostró como resultado final, que la combinación de mallas mas efectiva en la reducción de la intensidad de turbulencia, es la 10-50 mesh ó 10-40 mesh, combinaciones que minimizaron la intensidad de turbulencia de 3.99% a 0.61% y de 3.98% a 0.98% respectivamente. No es conclusivo el efecto del honeycomb para la reducción de la intensidad de turbulencia después de las mallas, porque para la combinación 10 – 40 mesh, la intensidad de turbulencia con el honeycomb disminuyo a 0.73% mientras que para la otra combinación aumento a 0.98%.. 58.

(72) La utilización de las mallas ha mostrado, que para uniformizar el perfil de velocidad es posible prescindir de la utilización del honeycomb. Las mallas por su característica de construcción, reducen las variaciones de velocidad transversal a la vez que direccionan el flujo en sentido axial, uniformizando el perfil de velocidad.. La dependencia entre las pérdidas de presión y el tamaño de la malla (M), se pudo establecer con una regresión polinomial en la que la relación resultante es de grado 3. Así mismo se pudo establecer con bastante precisión la relación lineal existente entre el coeficiente de pérdidas de presión y la caída de presión estática. Esta caída de presión para las dos combinaciones de mallas es de 480 Pa y 297 Pa respectivamente, para una velocidad de flujo de 8.9 m/s.. Haciendo uso de un programa de elementos finitos FEA en modo estructural se comprobó cuáles son los sitios de la estructura de máxima susceptibilidad a falla, estas son las uniones en la sección de pruebas.. A tra vés de la utilización de estándares para el diseño y construcción de sistemas de aire acondicionado, se obtuvo como resultado que la fabricación del ducto debe hacerse en lámina de acero calibre 16 smg. (1.61mm), sin recurrir al uso de pliegues, puntas de diamante o refuerzos, que hace del ducto un sistema robusto y resistente. Así mismo a través de los estándares se pudo obtener un. 59.