Analisi fluidodinamica di un nebulizzatore per ... Lattanzi_Analisi... · Progetto di diploma C10127 4/121 6 Analisi del campo di moto 80 6.1.1 Distribuzione di velocità nei condotti

Analisi fluidodinamica di un

nebulizzatore per applicazioni

sanitarie

Studente/i Relatore

Luca Lattanzi

Dr. Luca Cornolti

Correlatore

Ing. Davide Montorfano

Committente

99Technologies

Corso di laurea Modulo

Ingegneria meccanica M00006

Anno

2018/2019 C10127

Data 30.08.2019

Progetto di diploma C10127

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Indice

Riassunto 11

Abstract 13

Progetto assegnato 14

Analisi fluidodinamica di un nebulizzatore per applicazioni sanitarie 14 Quaderno dei compiti 15

1 Introduzione 16

1.1 Descrizione e funzionamento nebulizzatore 16

2 Stato dell’arte 20

2.1 Processo di nebulizzazione 20 2.2 Break-up secondario 22 2.3 Stima delle dimensioni massime finali delle gocce dopo break-up 25 2.4 Stima delle dimensioni medie finali delle gocce dopo break-up 26 2.5 Stato dell’arte sui nebulizzatori 27 2.5.1 Pressure swirl atomizer 27 2.5.2 Air assisted atomizer 34 2.5.3 Air blast atomizer 36

3 Studi precedenti sul nebulizzatore 39

4 Preparazione modello fluidodinamico del nebulizzatore 44

4.1 Preparazione dei corpi del dominio computazionale 44 4.2 Creazione della mesh del dominio computazionale 47 4.2.1 Mesh del modello fluidodinamico del nebulizzatore 49 4.3 Impostazioni del calcolo in Fluent 55 4.3.1 Modelli 55 4.3.2 Materiali e condizione delle celle 57 4.3.3 Boundary condition 57 4.3.4 Metodi e fattori di sotto-rilassamento 59

5 Analisi dei risultati delle simulazioni 61

5.1 Grandezze fisiche analizzate 61 5.2 Risultati 62 5.3 Boundary condition per la parete interfacciata col liquido 65 5.4 Confronto risultati con dati sperimentali 68 5.5 Stima della depressione da generare per l’aspirazione di liquido 73 5.6 Confronto risultati 78


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6 Analisi del campo di moto 80

6.1.1 Distribuzione di velocità nei condotti interni al diffusore 88 6.1.2 Campi di pressione sezione condotto interno 93 6.2 Yplus condotti interni 97 6.3 Considerazioni sulle attendibilità dei modelli 98

7 Considerazioni finali sulle diverse geometrie 99

7.1 Stima delle dimensioni delle gocce prodotte dai vari nebulizzatori 100

8 Realizzazione della nuova geometria 102

8.1 Considerazioni per la progettazione 102 8.2 Procedimento per la realizzazione delle nuove geometrie 104 8.3 Stima della portata d’aria in ingresso per le nuove geometrie 105 8.4 Nuove geometrie: V4 e V5 107 8.5 Nuove geometrie: V6, V7, V8 e V9 111 8.6 Stima della portata massima di aria impostata per la simulazione 113 8.7 Risultati finali 114

9 Conclusioni 119

10 Bibliografia 120


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Indice delle figure Figura 1: Macchinario nebulizzatore ............................................................................................... 16

Figura 2: Macchinario nebulizzatore senza paratie esterne ........................................................ 17

Figura 3: Macchinario nebulizzatore con annotazioni sulle varie componenti ........................ 17

Figura 4: Ugello/diffusore montato sul macchinario ................................................................... 18

Figura 5: Schema di funzionamento del diffusore ........................................................................ 19

Figura 6: Break-up primario e secondario ..................................................................................... 21

Figura 7: Goccia investita da un fluido gassoso ............................................................................ 22

Figura 8: Deformazione della goccia e successiva rottura ........................................................... 22

Figura 9. Forza fluidodinamica agente sulla goccia ..................................................................... 23

Figura 10: Numero di Weber critico ................................................................................................ 24

Figura 11. Tipi di rottura secondaria della goccia ........................................................................ 24

Figura 12: Pressure swirl atomizer .................................................................................................. 27

Figura 13: Pressure swirl atomizer (2) ............................................................................................ 28

Figura 14: Diffusore montato sul macchinario nebulizzatore ..................................................... 28

Figura 15: Cono d'aria interno del pressure swirl atomizer ........................................................ 29

Figura 16: Pressure swirl atomizer dello studio scientifico in analisi ........................................ 31

Figura 17: Diametro medio delle gocce al variare del rapporto ds/d0 ........................................ 31

Figura 18: Diametro medio delle gocce al variare del rapporto Ai/A0 ........................................ 31

Figura 19: Diametro medio delle gocce al variare del numero di Weber ................................... 32

Figura 20: Diametro medio delle gocce al variare del rapporto I0/d0 ......................................... 32

Figura 21: Angolo dello spray prodotto al variare del rapporto I0/d0 ........................................ 32

Figura 22: Film prodotto dal nebulizzatore di tipo "pressure swirl atomizer" .......................... 33

Figura 23: Air assisted atomizer ...................................................................................................... 34

Figura 24: Nebulizzatore pneumatico a flusso coassiale ............................................................. 35

Figura 25: Nebulizzatore pneumatico a flusso incrociato ............................................................ 35

Figura 26: Air blast atomizer ............................................................................................................ 36

Figura 27: Air blast atomizer analizzato nell'articolo scientifico ................................................ 36

Figura 28: Diametro medio delle gocce al variare della pressione di iniezione dell'aria ......... 37

Figura 29: Diffusore originale e diffusori creati e testati dall'istituto MEMTi .......................... 39

Figura 30: Velocità in ingresso nel diffusore.................................................................................. 44

Figura 31: Condotto precedente al diffusore .................................................................................. 44

Figura 32: Assieme CAD delle parti del macchinario nebulizzatore appartenenti al dominio

computazionale dell'analisi ............................................................................................................... 45

Figura 33: Parte interna del condotto e del diffusore ................................................................... 45

Figura 34: Corpi del dominio computazionale ............................................................................... 46

Figura 35: Mesh strutturata ............................................................................................................. 47

Figura 36: Tipi di elementi utilizzabili per la discretizzazione del dominio computazionale .. 47

Figura 37: Suddivisione in diversi corpi della parte semi-sferica ............................................... 48

Figura 38: Mesh della semi-sfera ..................................................................................................... 48

Figura 39: Diffusore V1 ..................................................................................................................... 49

Figura 40: Suddivisione in diversi corpi della geometria interna del diffusore ........................ 49

Figura 41: Parete interfacciata con il liquido aspirato ................................................................. 50

Figura 42: Mesh del diffusore ........................................................................................................... 50

Figura 43: Mesh del condotto precedente al diffusore (1) ............................................................ 51



Figura 46: Named selection .............................................................................................................. 52

Figura 47: Named selection "wall" ................................................................................................... 53

Figura 48: Named selection "wall depression" ............................................................................... 53


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Figura 49; Named selection "swirl surface" .................................................................................... 54

Figura 50: Schema di Fluent per l'impostazione del calcolo ....................................................... 55

Figura 51: Calcolo portata massica di aria processata dal nebulizzatore partendo dai dati

sperimentali ......................................................................................................................................... 58

Figura 52: Condizione di outlet sulle pareti esterne della semi-sfera ........................................ 58

Figura 53: Convergenza fisica .......................................................................................................... 60

Figura 54: Wall depression ............................................................................................................... 61

Figura 55: Numero di swirl ............................................................................................................... 62

Figura 56: Contour di pressione statica sul piano medio del diffusore ..................................... 62

Figura 57: Contour di densità all'interno del dominio computazionale .................................... 64

Figura 58: Entrata a feritoia del condotto ...................................................................................... 69

Figura 59: Differenza ingresso circolare o ingresso a feritoia ..................................................... 69

Figura 60: Differenza tra mesh del modello V0 e mesh del modello V2 .................................... 71

Figura 61: Condotto idraulico con singolo tubo ............................................................................ 73

Figura 62: Posizioni 1 e 2 .................................................................................................................. 74

Figura 63: Differenza di quota geodetica per il condotto idraulico del nebulizzatore ............. 75

Figura 64: Mesh del modello V2 meno fitta (600 mila elementi) ................................................ 79

Figura 65: Mesh del modello V2 più fitta (4 milioni di elementi) ................................................ 79

Figura 66: Sezione sui condotti interni del diffusore .................................................................... 80

Figura 67: Sezione sui condotti interni del diffusore tipo V3 ...................................................... 80

Figura 68: Visualizzazione del dominio computazionale in Fluent ............................................ 81

Figura 69: Contour di velocità sulla sezione media dei condotti interni del diffusore (V0 e V1)

............................................................................................................................................................... 81 Figura 70: Contour di velocità sulla sezione media dei condotti interni del diffusore (V2 e V3)

............................................................................................................................................................... 82 Figura 71: Pathlines di velocità del flusso che esce dai condotti del diffusore tipo V0 ........... 82

Figura 72: Particolarità del diffusore V1 a confronto con il diffusore V0 .................................. 83

Figura 73: Contour di velocità nei condotti del diffusore V1 ....................................................... 83

Figura 74: Contuor "wall Yplus" dei condotti interni del diffusore V1....................................... 84

Figura 75: Contour "wall Ypus" dei condotti del diffusore V3 ..................................................... 85

Figura 76: Vettori di velocità all'interno dei condotti interni dei vari diffusori ........................ 86

Figura 77: Vettori di velocità condotto diffusore V0 ..................................................................... 87

Figura 78: Piano creato per visualizzare le velocità all'interno dei condotti interni del

diffusore ............................................................................................................................................... 88

Figura 79: Contour di velocità dei vari diffusori sul piano creato tra l’asse di un condotto

interno e l’asse del condotto principale .......................................................................................... 89

Figura 80: Pathlines di velocità sul distacco di vena fluida nella geometria del diffusore V2 89

Figura 81: Vettori di velocità del diffusore V2 sulla curva a gomito .......................................... 90

Figura 82: Vettori di velocità nei condotti dei vari diffusori ........................................................ 91

Figura 83: Vettori d velocità del diffusore V2 ................................................................................ 92

Figura 84: Campi di pressione diffusori piano zx ......................................................................... 93

Figura 85: Superficie d'uscita del flusso dal condotto interno del diffusore ............................ 95

Figura 86: Contour di velocità sulla superfcie d'uscita del flusso dal condotto interno del

diffusore ............................................................................................................................................... 95

Figura 87: Yplus nei condotti dei vari diffusori ............................................................................. 97

Figura 88: Differenza tra condotto circolare e quadrato ............................................................ 103

Figura 89: Confronto tra le 4 geometrie di diffusore per la parte relativa al condotto d'uscita

............................................................................................................................................................. 104

Figura 90: Relazione tra portata d'aria sperimentale e pressione sulla sezione di inlet

ricavata dalle simulazioni ............................................................................................................... 105


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Figura 91: Quota caratteristica della geometria V0 .................................................................... 107

Figura 92: Geometria diffusore V4 con 5 condotti inclinati a sezione rettangolare .............. 108

Figura 93: Confronto risultati con nuove geometrie V4 e V5 .................................................... 108

Figura 94: Vettori di velocità per la geometria V5 sul piano medio ai condotti interni del

diffusore ............................................................................................................................................. 109


diffusore ............................................................................................................................................. 110


diffusore ............................................................................................................................................. 110

Figura 97: Nuova geometria V6 (parte interna) ........................................................................... 111



Figura 100: Nuova geometria V9 (parte interna) ......................................................................... 112

Figura 101: Geometria CAD V4 ...................................................................................................... 116



Figura 104: Contour e vettori di velocità delle nuove geometrie ............................................... 117


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Indice delle tabelle Tabella 1: Dati sperimentali: portata di aria e potenza assorbita dal motore per ogni

diffusore testato .................................................................................................................................. 40

Tabella 2: Portata di liquido aspirato per ogni diffusore testato ................................................. 41

Tabella 3: Portata liquido aspirato al variare della dimensione del diaframma del condotto

idraulico ............................................................................................................................................... 42

Tabella 4: Velocità e numero di Reynolds nel condotto più grande per tutte le portate di aria

misurate ............................................................................................................................................... 56

Tabella 5: Confronto risultati tra aria con densità costante e calcolata con legge dei gas ..... 63

Tabella 6: Pathlines del flusso colorate secondo la velocità ........................................................ 63




Tabella 10: Confronto risultati tra condizione di Wall e Pressure inlet ..................................... 66



Tabella 13: Pathlines di velocità del modello con condizione "Pressure inlet" sulla parete

interfacciata col liquido ..................................................................................................................... 67

Tabella 14: Confronto risultati tra portata di aria sperimentale e perdita di carico del

modello fluidodinamico ..................................................................................................................... 68

Tabella 15: Confronto risultati tra portata di liquido sperimentale e depressione generata dal

vortice per l'aspirazione di liquido ................................................................................................... 70

Tabella 16: Confronto risultati simulazioni tra mesh precedente e nuova del modello V0 .... 71


vortice per l'aspirazione di liquido con mesh nuova per il modello V0 ...................................... 72

Tabella 18: Dati sperimentali dell’aspirazione di liquido per il modello di diffusore V0 con

diaframma 0.522 mm ........................................................................................................................ 76

Tabella 19: Confronto dei risultati con il valore depressione minimo per l’aspirazione di

liquido del diffusore V0 ...................................................................................................................... 78

Tabella 20: Confronto tra risultati di 2 mesh differenti del modello V2 (mesh più fitta) ........ 79

Tabella 21: Confronto tra risultati di 2 mesh differenti del modello V2 (mesh meno fitta) .... 79

Tabella 22: Risultati complessivi dei vari diffusori con mesh nuova per il modello V0 .......... 98

Tabella 23: Stima delle dimensioni massime delle gocce ........................................................... 101

Tabella 24: Stima delle dimensioni medie delle gocce prodotte ................................................ 101

Tabella 25: Riassunto caratteristiche geometria V6 ................................................................... 111

Tabella 26: Riassunto caratteristiche geometrie V7, V8 e V9 ................................................... 112

Tabella 27: Risultati riassuntivi geometrie nuove ....................................................................... 114

Tabella 28: Punto di incrocio tra portata d'aria imposta e relativa perdita di carico fornita dai

risultati delle simulazioni per i nuovi diffusori testati................................................................ 114

Tabella 29: Geometrie CAD proposte ............................................................................................ 116


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Indice dei grafici Grafico 1: Portata di aria sperimentale per ogni diffusore testato.............................................. 40

Grafico 2: Potenza assorbita dal motore per ogni diffusore testato............................................ 40

Grafico 3: Portata di liquido aspirato per ogni diffusore testato ................................................. 41

Grafico 4: Portata liquido aspirato al variare della dimensione del diaframma del condotto

idraulico ............................................................................................................................................... 42

Grafico 5: Portata di aria sperimentale in relazione alla pressione fornita dal compressore

centrifugo ............................................................................................................................................. 68

Grafico 6: Portata in relazione alla caduta di pressione fornita dai risultati delle simulazioni

............................................................................................................................................................. 105 Grafico 7: Portata in relazione alla caduta di pressione fornita dai risultati delle simulazioni

............................................................................................................................................................. 106


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Riassunto

Questo progetto inizia con lo studio della letteratura riguardante il processo di nebulizzazione in modo

da comprenderne il meccanismo di funzionamento e le grandezze importanti che lo influenzano.

Tale studio è stato espanso fino all’analisi di diversi tipi di ugelli nebulizzatori che assomigliano per forma o principio di funzionamento al tipo di nebulizzatore montato sul macchinario nebulizzatore, dedicato all’igienizzazione di locali, preso in analisi per questo progetto. In letteratura sono state trovate diverse correlazioni che permettono la stima della grandezza finale delle gocce di liquido nebulizzato anche per specifici tipi di atomizzatori. Successivamente la geometria originale del nebulizzatore in analisi e altre 3 differenti geometrie adattabili ad esso sono state simulate mediante simulazioni fluidodinamiche, al fine di capirne vantaggi e svantaggi. I risultati delle simulazioni fluidodinamiche sono stati confrontati con i valori sperimentali forniti da precedenti test sul nebulizzatore nei quali è stato testato il macchinario con le varie geometrie di diffusore. L’analisi dei risultati delle simulazioni sui diversi diffusori ha permesso di capire i punti di forza di ogni loro geometria costruttiva. I risultati delle simulazioni sono stati inoltre utilizzati per stimare le dimensioni finali del nebulizzato prodotto usufruendo delle correlazioni trovate in letteratura, al fine di capire se quest’ultime risultassero attendibili anche per questo particolare diffusore. Infine, sono state ipotizzate ulteriori nuove geometrie al fine di migliorare le prestazioni del macchinario. La conferma dell’incremento delle prestazioni fornito dalle nuove geometrie è stata infine eseguita tramite simulazioni fluidodinamiche che hanno affermato diversi miglioramenti per alcune delle geometrie proposte.


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Abstract

This project starts with the study about the break-up of droplets in order to understand the process and

the important physical quantities and magnitudes that influence it.

This study has been expanded to include the analysis of different pray nozzles that are similar to the

nozzle mounted on a nebulizer machine for sanitation of locals. The similitudes regards the shape and

the working principle.

Some empirical and experimental correlations have been found from some scientific researches about

the final dimensions of droplets produced by the atomization.

The original nozzle and other 3 nozzles with different shape have been simulated by fluid-dynamics

simulations in order to understand its advantages and disadvantages.

The results from fluid-dynamics simulations have been compared with experimental result derivated

from previous tests on the nebulizer machine with different nozzles.

The analysis of the simulation results on different shapes of nozzles has allowed to understand the

strengths of each geometry.

The results of the simulations were used to estimate the final size of droplets produced by atomization,

for these estimations have been used the correlations founded on some scientific researches.

Finally, some new geometries have been proposed in order to improve the machine performance.

In order to confirm the improvement of new geometries, other fluid-dynamics about them have been

performed. The final result confirmed the improvement for some new geometry.


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Progetto assegnato Analisi fluidodinamica di un nebulizzatore per applicazioni sanitarie

Persone coinvolte

Proponente Cornolti Luca

Relatore Cornolti Luca

Correlatore Montorfano Davide

Dati generali

Codice C10127

Anno accademico 2018/2019

Semestre Semestre estivo

Corso di laurea Ingegneria meccanica (Ingegneria meccanica TP)

Opzione Nessuna opzione

Tipologia del progetto diploma

Stato in corso

Confidenziale SI

Pubblicabile NO

Descrizione

L’azienda 99Technologies produce dei sistemi per la disinfezione, senza contatto, di stanze ospedaliere ed uffici. Questi sistemi sono dei nebulizzatori che vengono collocati nella stanza da trattare e che micronizzano delle goccioline di liquido disinfettante distribuendolo nell’aria dell’ambiente. Il liquido viene nebulizzato facendo uso di un flusso d’aria fatto passare per un diffusore con una particolare geometria. Il lavoro di tesi consiste nell’analizzare il comportamento di diverse geometrie di diffusori tramite la fluidodinamica computazionale e fare l’analisi critica dei risultati ottenuti grazie al loro confronto con i dati sperimentali resi disponibili dai test di laboratorio. Il lavoro prevede di simulare il comportamento fluidodinamico di queste geometrie tramite il software ANSYS-Fluent, di incrociare i risultati ottenuti con i dati sperimentali già a disposizione e di spiegare il comportamento del sistema rilevato sperimentalmente. A valle di questo studio, lo studente potrà utilizzare le conoscenze acquisite per proporre una nuova geometria con l’obiettivo di migliorare le prestazioni del nebulizzatore.

Compiti

Analizzare la problematica relativa al progetto.

Preparare un quaderno dei compiti completo.

Individuare le quantità fluidodinamiche che influenzano la nebulizzazione.

Preparare il modello fluidodinamico del nebulizzatore a partire dai disegni CAD.

Svolgere le necessarie simulazioni numeriche.

Analizzare i risultati delle simulazioni confrontandoli con i rispettivi dati sperimentali.

Proporre delle modifiche alle geometrie esistenti per migliorare le prestazioni del nebulizzatore.

Verificare le modifiche proposte attraverso la simulazione fluidodinamica.

Obbiettivi

Sviluppare un modello fluidodinamico del nebulizzatore.

Svolgere un’analisi critica dei dati sperimentali disponibili tramite i risultati delle simulazioni.

Sviluppare una geometria del diffusore che migliori le prestazioni del sistema. Tecnologie

Fluidodinamica e Termodinamica.

ANSYS-Fluent.

Pacchetto Microsoft office.

Siemens NX.

Contatto esterno

Azienda 99Technologies SA

Contatti Sig. Renato Mutton

Email [email protected]


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Quaderno dei compiti

Obiettivi generali del progetto:

o Sviluppare un modello fluidodinamico del nebulizzatore.

o Svolgere un’analisi critica dei dati sperimentali disponibili tramite i risultati delle simulazioni.

o Sviluppare una geometria del diffusore che migliori le prestazioni del sistema.

Elenco dei compiti del progetto:

o Realizzazione dei modelli fluidodinamici di 3 ugelli nebulizzatori di geometria nota partendo

dai disegni CAD che hanno la seguente denominazione:

Modelli_CAD/Assieme V1.



o Esecuzione delle necessarie simulazioni di fluidodinamica computazionale monofasi mediante

il software ‘Fluent’ dei 3 modelli di ugelli nebulizzatori.

o Analisi del comportamento fluidodinamico dei 3 ugelli denominati come V1, V2 e V3 tramite

confronto tra i risultati dalle simulazioni fluidodinamiche e i valori sperimentali forniti.

o Stima delle caratteristiche del getto liquido nebulizzato (dimensione finale delle gocce),

ottenuta incrociando i risultati delle simulazioni fluidodinamiche con le correlazioni disponibili

in letteratura.

o Realizzazione di un modello CAD di una nuova geometria di ugello nebulizzatore che migliora

le prestazioni del nebulizzatore in analisi.

o Verifica delle prestazioni della nuova geometria tramite simulazione fluidodinamica

computazionale.

Ulteriori compiti:

o Redigere un verbale per ogni riunione eseguita.

o Redigere una breve presentazione ogni 2 settimane, rappresentativa del lavoro svolto.

o Eseguire un’analisi dello stato dell’arte sui nebulizzatori simili a quello in analisi.

o Redigere un rapporto tecnico conclusivo del lavoro svolto.

Scadenza progetto:

30.08.2019


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1 Introduzione

L’azienda 99Technologies produce macchinari che permettono la disinfezione, senza contatto, di stanze

ospedaliere ed uffici. Il macchinario, comunemente denominato come nebulizzatore, viene collocato

all’interno della stanza da igienizzare e permette di distribuire tante piccole goccioline di liquido

disinfettante (es. acqua ossigenata) all’interno dell’ambiente in sospensione nell’aria. Successivamente

queste goccioline sospese nell’aria cadono verso il basso e si depositano sul pavimento e sulle diverse

superfici del locale rendendone così possibile la disinfezione.

Il liquido viene nebulizzato facendo uso di un flusso d’aria fatto passare per un diffusore con una

particolare geometria, tale geometria verrà illustrata nel capitolo successivo.

Precedentemente sono già stati eseguiti alcuni studi per migliorare le prestazioni del macchinario, in

particolare sono stati realizzati 3 ugelli nebulizzatori adattabili al macchinario.

Lo scopo della presente tesi è quello di analizzare il comportamento fluidodinamico di questi componenti

mediante simulazioni fluidodinamiche ed infine di progettare una nuova geometria che migliori le

performance del nebulizzatore.

1.1 Descrizione e funzionamento nebulizzatore

Il nebulizzatore è un sistema in grado di distribuire nell’ambiente tante piccole gocce di liquido.

In particolare, il nebulizzatore in analisi distribuisce all’interno di un locale tante piccole gocce di liquido

disinfettante (soluzione a base di acqua ossigenata) in modo da igienizzarlo.

Il macchinario è illustrato nella seguente immagine.

Figura 1: Macchinario nebulizzatore

Il nebulizzatore senza le paratie esterne si presenta come nella seguente immagine.


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Figura 2: Macchinario nebulizzatore senza paratie esterne

Di seguito, sono indicati i componenti del macchinario dedicati al processo di nebulizzazione.

Figura 3: Macchinario nebulizzatore con annotazioni sulle varie componenti

Nelle 2 immagini rappresentanti il nebulizzatore senza paratie esterne non è presente la parte relativa

al contenitore del liquido disinfettante, tale parte non è nient’altro che una piccola bottiglia alloggiata

nella parte inferiore del nebulizzatore contenente il liquido. È presente inoltre un piccolo condotto di


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gomma (simile anche per dimensioni a una cannuccia) in cui una estremità è posizionata all’interno

della bottiglia contenente il liquido mentre l’altra estremità è fissata al centro del diffusore permettendo

così il passaggio del disinfettante.

Per una maggior chiarezza, successivamente è riportato uno schema di principio delle componenti

sopracitate.

Il funzionamento del macchinario è relativamente semplice, l’aria presente nell’ambiente viene aspirata

grazie alla prevalenza fornita da una ventola (compressore centrifugo) messa in rotazione per mezzo di

un motore elettrico, l’aria esce dalla ventola e viene poi spinta attraverso un condotto rettilineo. Alla fine

di questo condotto è fissato l’ugello nebulizzatore, denominato anche diffusore.

Il diffusore ha una particolare geometria che può essere divisa in 2 parti: i condotti interni e il condotto

centrale d’uscita.

Figura 4: Ugello/diffusore montato sul macchinario


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Nella zona centrale del diffusore è predisposto l’alloggiamento per il condotto gommoso, attraverso il

quale sopraggiunge il liquido disinfettante da nebulizzare. L’aspirazione del liquido avviene grazie alla

depressione che il flusso d’aria crea al centro dell’ugello, più specificatamente in corrispondenza della

zona di uscita del liquido dal suo condotto.

Figura 5: Schema di funzionamento del diffusore

La zona di depressione al centro dell’ugello è creata nel seguente modo: l’aria entra tangenzialmente

all’interno di una camera cilindrica, questo le permette di instaurare un moto vorticoso (in gergo tecnico

“swirl”) attorno all’asse della camera cilindrica. Questo moto crea una forza centrifuga che spinge le

particelle verso l’esterno e crea al centro una depressione (Δp negativo) che fornisce al liquido una

prevalenza sufficientemente elevata in modo da permettergli di risalire il condotto e successivamente di

essere nebulizzato e trasportato grazie al getto d’aria che, dopo aver creato i moti vorticosi all’interno

dell’ugello, si disperde nell’ambiente.

Il condotto idraulico si può presentare in 2 differenti configurazioni: a singolo condotto per aspirare da

una singola bottiglia o con un condotto che si divide in 2 parti per poter aspirare da 2 recipienti differenti

posti uno accanto all’altro.


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2 Stato dell’arte

2.1 Processo di nebulizzazione

La nebulizzazione, talvolta anche denominata “atomizzazione”, è la riduzione di un liquido in parti

minutissime (gocce). Nella maggior parte dei casi, questo evento si ottiene facendo scontrare il liquido

con un getto di aria o di gas ad elevata velocità o viceversa. La chiave fondamentale per questo

processo è quindi quella di creare una differenza di velocità tra liquido e gas.

Tale processo risulta importante per diverse applicazioni:

Raffrescamento di ambienti.

Iniezione per motori termici (ciclo Otto, ciclo Diesel e ciclo Brayton).

Sistemi antincendio.

Per la sanificazione dell’aria nei locali: abbattimento dell'inquinamento olfattivo, allontanamento

degli insetti, riduzione della diffusione di agenti batterici e allergeni per via aerea.

Per quanto riguarda l’iniezione per motori a combustione interna, il carburante sotto forma di liquido

deve essere polverizzato prima di essere iniettato all’interno della camera di combustione. Questo

perché le comuni benzine disponibili oggigiorno non sono sufficientemente volatili da produrre vapori in

quantità necessaria all'accensione e alla combustione.

Occorre quindi una polverizzazione del carburante per migliorare il rapporto superficie-volume del fluido

iniettato in modo da aumentare notevolmente la velocità di evaporazione al fine di migliorare l'efficienza

dello scambio di calore, quantità di moto e materia tra le due fasi e, quindi, migliorare l'intero processo

di combustione [1].

Per quanto riguarda invece l’igienizzazione e la sanificazione di locali, la nebulizzazione è importante

per disperdere nel miglior modo il liquido disinfettante nell’aria e distribuirlo in maniera uniforme

all’interno della stanza.

Una volta che il liquido è disperso nell’aria del locale, esso cade lentamente verso il basso fino a

raggiungere le superfici e il pavimento in modo da igienizzarle.

In questo caso, una nebulizzazione troppo grossolana (con gocce grandi) tende a bagnare troppo le

superfici e rende difficile la corretta dispersione del liquido all’interno del locale.

Contrariamente, una nebulizzazione troppo fine (con gocce troppo piccole) richiede un tempo di

igienizzazione più elevato in quanto le goccioline piccole impiegano più tempo a scendere verso il suolo

rimanendo per più tempo sospese in aria e rendendo in questo modo la stanza inagibile per un tempo

maggiore.

Nel linguaggio ingegneristico il processo di nebulizzazione viene chiamato processo di ‘break up’.

Il break up si divide sostanzialmente in 2 fasi che vengono semplicemente denominate come ‘break up

primario’ e ‘break up secondario’.

La prima fase è caratterizzata dalla frantumazione del getto continuo in tante gocce, mentre la seconda

fase è quella in cui le gocce che si sono precedentemente create dopo la fase primaria, vengono

ulteriormente deformate e rotte in tante parti più piccole.


21/121

Figura 6: Break-up primario e secondario

Per studiare e caratterizzare il processo di break up vengono introdotti da letteratura alcuni gruppi di

numeri adimensionali.

In particolare, vengono utilizzati il numero di Reynolds, il numero di Weber e il numero di Ohnesorge.

Il numero di Reynolds è definito come il rapporto tra le forze d’inerzia e le forze viscose.

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑅𝑒𝑦𝑛𝑜𝑙𝑑𝑠 (𝑅𝑒) =𝐹𝑖𝑛𝑒𝑟𝑧𝑖𝑎𝑙𝑖

𝐹𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑒

=𝜌𝑙 ∙ 𝑈 ∙ 𝐿

𝜇𝑙

Dove:

𝜌𝑙 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

𝑈 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝐿 = 𝑙𝑢𝑛𝑔ℎ𝑒𝑧𝑧𝑎 𝑐𝑎𝑟𝑎𝑡𝑡𝑒𝑟𝑖𝑠𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑒𝑛𝑜𝑚𝑒𝑛𝑜 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑖𝑑𝑒𝑟𝑎𝑡𝑜[𝑚]

𝜇𝑙 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 ∙ 𝑠]

Il numero di Weber è definito come il rapporto tra le forze d’inerzia e le forze capillari della singola

goccia.

Dove:

𝜌𝑔 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑔𝑎𝑠 (𝑎𝑟𝑖𝑎) [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

∆𝑈 = 𝑑𝑖𝑓𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑧𝑎 𝑑𝑖 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑡𝑟𝑎 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑒 𝑔𝑎𝑠 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝐷0 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑛𝑖𝑧𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑔𝑜𝑐𝑐𝑖𝑎 [𝑚]

𝜎 = 𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑁𝑚⁄ ]

Il numero di Ohnesorge viene definito come il rapporto tra le forze viscose e le forze capillari.

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑊𝑒𝑏𝑒𝑟 (𝑊𝑒) =𝐹𝑖𝑛𝑒𝑟𝑧𝑖𝑎𝑙𝑖

𝐹𝑐𝑎𝑝𝑖𝑙𝑙𝑎𝑟𝑖

=𝜌𝑔 ∙ (∆𝑈)2 ∙ 𝐷0

𝜎

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑂ℎ𝑛𝑒𝑠𝑜𝑟𝑔𝑒 (𝑂ℎ) =𝐹𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑎

𝐹𝑐𝑎𝑝𝑖𝑙𝑙𝑎𝑟𝑒

=𝜇𝑙

√𝜌𝑙 ∙ 𝜎 ∙ 𝐷0


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Dove:

𝜇𝑙 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 ∙ 𝑠]

𝜌𝑙 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]



2.2 Break-up secondario

Ogni corpo che viene investito da una corrente fluida è sottoposto a delle forze fluidodinamiche che

possono alterarne la forma, questo discorso vale anche per le gocce investite da un gas come per

esempio l’aria.

Figura 7: Goccia investita da un fluido gassoso

Infatti, quando la goccia non è in grado di resistere alle forze fluidodinamiche a cui è sottoposta, si

deforma fino a rompersi e frantumarsi in tante parti più piccole [2].

Figura 8: Deformazione della goccia e successiva rottura

Nello specifico la forza fluidodinamica che agisce sulla goccia si calcola con la seguente formula:

𝐹𝑑𝑟𝑎𝑔 =1

2· 𝐶𝑑 · 𝜌 · ∆𝑉2 · 𝐴𝑡


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Dove:

𝐶𝑑 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑖 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑛𝑧𝑎 𝑎𝑒𝑟𝑜𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎

𝜌 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

∆𝑉 = 𝑑𝑖𝑓𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑧𝑎 𝑑𝑖 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑡𝑟𝑎 𝑜𝑔𝑔𝑒𝑡𝑡𝑜 𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝐴𝑡 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑖 𝑟𝑖𝑓𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜, 𝑠𝑜𝑙𝑖𝑡𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑙′𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑠𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑚𝑎𝑒𝑠𝑡𝑟𝑎 [𝑚2]

Figura 9. Forza fluidodinamica agente sulla goccia

Come si può notare dalla formula precedente, relativa alla forza aerodinamica sulla goccia, la forza

esercitata dal fluido varia al variare della sezione della stessa, in particolare, la forza fluidodinamica è

proporzionale alla sezione della goccia: quando la sezione della goccia si riduce, si riduce in egual modo

anche la forza esercitata su di essa.

Il processo di break up secondario si ripete, quindi, fino a quando la goccia non raggiungere una

dimensione sufficientemente piccola che le consente di resistere alle forze fluidodinamiche a cui è

soggetta.

A fronte di questo comportamento, viene introdotto il numero di Weber critico, esso indica un valore del

numero di Weber oltre il quale la goccia non è sufficientemente stabile e che quindi è altamente

probabile una sua frantumazione.

Viceversa, se una goccia presenta un numero di Weber inferiore a quello critico essa non si romperà in

frammenti più piccoli in quanto sufficientemente resistente.

Il numero di Weber critico è stato stimato sperimentalmente per diversi fluidi arrivando così alla seguente

correlazione [3].


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Figura 10: Numero di Weber critico

Si afferma quindi che per liquidi poco viscosi il numero di Weber critico è ben approssimabile al valore

di 12 [3].

Inoltre, a seconda del valore del numero di Weber e del numero di Ohnesorge si ottengono diversi tipi

di rottura della goccia [4] [5].

Figura 11. Tipi di rottura secondaria della goccia


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2.3 Stima delle dimensioni massime finali delle gocce dopo break-up

Una possibile stima della dimensione massima che possono avere le gocce liquide investite da un flusso

gassoso può essere trovata utilizzando il numero di Weber critico, infatti è possibile trovare quel valore

di diametro della goccia che le permette di essere sufficientemente resistente al flusso di gas che la

sollecita.

Dato che la resistenza della goccia è garantita se il suo numero di Weber è inferiore a quello critico, con

le seguenti equazioni è possibile stimare il valore del diametro critico oltre il quale la goccia è soggetta

a break up [5].

𝑊𝑒 = 𝑊𝑒𝑐𝑟𝑖𝑡

𝜌𝑔 ∙ (∆𝑈)2 ∙ 𝐷𝑐𝑟𝑖𝑡

𝜎= 𝑊𝑒𝑐𝑟𝑖𝑡

Esplicitando l’equazione rispetto a Dcrit:

𝐷𝑐𝑟𝑖𝑡 = 𝑊𝑒𝑐𝑟𝑖𝑡 ∙ 𝜎

𝜌𝑔 ∙ (∆𝑈)2

Quindi si afferma che qualsiasi goccia che abbia un diametro inferiore al valore critico possa essere

considerata come stabile e quindi non soggetta a break-up.

𝐷0 ≤ 𝐷𝑐𝑟𝑖𝑡

(Equazione N°1) 𝐷0 ≤ 𝑊𝑒𝑐𝑟𝑖𝑡 ∙ 𝜎

𝜌𝑔 ∙ (∆𝑈)2 [5]

Dove:

𝜌𝑔 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑔𝑎𝑠 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]





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2.4 Stima delle dimensioni medie finali delle gocce dopo break-up

Le goccioline secondarie ottenute per rottura delle gocce si trovano solitamente in una gamma

relativamente ampia di diametri e velocità. Il diametro medio Sauter (SMD), D32, è uno dei parametri

integrali più convenienti che caratterizzano la dimensione della goccia. Questo parametro è stato

modellato da Hsiang e Faeth (1992) e l'espressione risultante per i piccoli numeri di Ohnesorge (Oh

<0.1) è:

(Equazione N°2) 𝐷32 = 6.2 · 𝐷0 · 𝑂ℎ0.5 · 𝑊𝑒−0.25 [6]

Dove:

𝐷0 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑛𝑖𝑧𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑔𝑜𝑐𝑐𝑖𝑎 [𝑚] 𝑂ℎ = 𝑛𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑂ℎ𝑛𝑒𝑠𝑜𝑟𝑔𝑒 [−] 𝑊𝑒 = 𝑛𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑊𝑒𝑏𝑒𝑟 [−]

Un’altra correlazione empirica per il diametro medio delle gocce è fornita da un articolo di Schmehl e i

dati sperimentali raccolti propongono la seguente relazione:

(Equazione N°3) 𝐷32 = 1.5 · 𝐷0 · 𝑂ℎ0.2 · (1 + 1.7 · 𝑂ℎ1.4

𝑊𝑒)

0.25

[7]


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2.5 Stato dell’arte sui nebulizzatori

In letteratura sono presenti alcuni ugelli nebulizzatori che assomigliano per geometrie e tipo di

funzionamento all’ugello nebulizzatore in analisi. Sono inoltre presenti, sempre da letteratura, diversi

studi sperimentali su di essi che permettono di caratterizzare lo spray prodotto (dimensione delle gocce

del nebulizzato e angolo di spruzzo) in relazione a grandezze geometriche, fisiche e fluidodinamiche.

2.5.1 Pressure swirl atomizer

Questo tipo di ugello nebulizzatore è molto utilizzato per l’iniezione di carburante all’interno delle camere

di combustione di turbine.

Esso è caratterizzato da un liquido in pressione che viene introdotto in modo tangenziale all’interno di

una camera circolare dove effettua diversi swirl, successivamente si ha una riduzione di diametro che

permette al fluido di aumentare la sua velocità ed infine uscire dall’ugello e nebulizzarsi grazie alla

elevata differenza di velocità tra liquido e aria esterna.

Figura 12: Pressure swirl atomizer

Questo tipo di ugello risulta simile per certi aspetti a quello utilizzato da 99Technologies sul suo

macchinario igienizzante.

In entrambi i casi il flusso viene convogliato all’interno di una camera circolare in modo tangenziale ed

il flusso effettua diversi swirl all’interno di essa.

Le differenze tra i 2 diffusori sono però altrettanto evidenti.

Nel pressure swirl atomizer è il liquido che viene sottoposto a pressione e viene convogliato all’interno

dell’ugello per poter uscire da esso a velocità levata per nebulizzarsi nell’ambiente esterno. Nel caso

invece dell’ugello di 99Technologies è l’aria l’elemento processato dal condotto e che quindi viene

convogliata all’interno della camera dell’ugello per creare un effetto di depressione che permetterà

l’aspirazione di liquido collegato all’ugello mediante un piccolo condotto simile a una cannuccia.

Inoltre, le differenze geometriche non sono trascurabili, nel pressure swirl atomizer sono presenti parti

geometriche che non presenti nell’ugello di 99Technologies, come per esempio la riduzione del

diametro alla fine dell’ugello.


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Nelle seguenti immagini sono riportate le immagini di un atomizzatore di tipo pressure swirl e il

diffusore utilizzato da 99Technologies sul macchinario per l’igienizzazione di locali.

Figura 13: Pressure swirl atomizer (2)

Figura 14: Diffusore montato sul macchinario nebulizzatore

Un’ulteriore differenza importante tra i 2 nebulizzatori è che nel pressure swirl atomizer si crea una zona

di aria all’interno della camera di swirl, infatti il liquido iniettato non riempie pienamente la camera in

quanto l’elevata forza centrifuga fa sì che il liquido rimanga aderente alla parete esterna della camera

creando una zona interna di ‘vuoto’ in cui il liquido è assente. Questa parte di ‘vuoto’ verrà occupata

dalla sostanza gassosa che è presente all’esterno dell’atomizzatore, solitamente aria.


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Figura 15: Cono d'aria interno del pressure swirl atomizer

Questo fenomeno non avviene nel diffusore del nebulizzatore sanitario in analisi in quanto la sostanza

processata da quest’ultimo ugello è aria come la sostanza presente all’esterno, quindi è impossibile che

si crei una separazione tra 2 sostanze praticamente identiche o comunque entrambe sotto forma di gas.

Quello che si crea è però una zona di depressione rispetto alla pressione atmosferica che quindi, in

questo caso, permette l’aspirazione del liquido disinfettante.

2.5.1.1 Caratterizzazione del nebulizzato

Negli atomizzatori tipo ‘pressure swirl’ tramite metodi empirici e sperimentali sono state determinate

alcune relazioni per studiare e caratterizzare il processo, in particolare tramite differenti ricerche

scientifiche sono state studiate le dimensioni delle gocce formate dopo la nebulizzazione e l’angolo dello

spray generato.

Le correlazioni che stimano le dimensioni finali medie delle gocce assumono generalmente una forma

simile alla seguente:

𝑑32 = 𝜎𝑎 · 𝑣𝑏 · ��𝑙𝑐 · ∆𝑝𝑙

𝑑 [8]

Dove:

𝜎 = 𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑁𝑚⁄ ]

𝑣 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑐𝑖𝑛𝑒𝑚𝑎𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑚2

𝑠𝑒𝑐⁄ ]

��𝑙 = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑖 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔

𝑠𝑒𝑐⁄ ]

∆𝑝𝑙 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝑖𝑣𝑎 𝑑𝑖 𝑖𝑛𝑖𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎]

In particolare, la correlazione più comune è quella proposta da Lefebvre [9] e presenta la seguente

equazione:


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𝑑32 = 2.25 · 𝜎2.25 · 𝜇𝑙0.25 · ��𝑙

0.25 · ∆𝑝𝑙−0.25 · 𝜌𝑔

−0.25 [9]

Dove:

𝜎 = 𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑁𝑚⁄ ]

𝜇𝑙 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 · 𝑠𝑒𝑐]


𝑠𝑒𝑐⁄ ]

∆𝑝𝑙 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝑖𝑣𝑎 𝑑𝑖 𝑖𝑛𝑖𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎]

𝜌𝑔 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑔𝑎𝑠 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

Questa correlazione non tiene però conto degli aspetti geometrici dell’atomizzatore come ad esempio

diametro dei condotti, diametro della camera di swirl ecc, ma considera solo gli aspetti fisici della

sostanza da nebulizzare come appunto densità, viscosità, tensione superficiale e grandezze fisiche

come portata elaborata e pressione di iniezione.

Nonostante ciò, è possibile fare alcune considerazioni su di questa correlazione, in particolare si evince

che il diametro medio delle gocce prodotte diminuisce quando:

La pressione di iniezione aumenta.

La densità del gas che interagisce con il liquido aumenta.

L’aumento della pressione di iniezione fa sì che il liquido in uscita dall’ugello abbia una energia cinetica

più elevata e quindi una velocità maggiore. La maggiore velocità del liquido in uscita dall’ugello rende

maggiore anche la differenza di velocità tra liquido e gas esterno, il che provoca una nebulizzazione più

fine con gocce maggiormente piccole.

Una densità del gas maggiore provoca sul liquido una forza aerodinamica maggiore che tende a

rompere maggiormente il getto liquido e le successive gocce prodotte.

Al contrario, le dimensioni finali delle gocce crescono quando:

La tensione superficiale del liquido aumenta.

La viscosità del liquido aumenta.

La portata del liquido aumenta.

L’aumento della tensione superficiale del liquido permette di avere una goccia finale più grande in

quanto essa è maggiormente in grado di resistere alle forze aerodinamiche, come visto con il numero

di Weber critico. Questa proprietà del liquido ha un’influenza molto elevata infatti nella correlazione

empirica precedentemente mostrata si nota che il valore dell’esponente relativo alla tensione

superficiale del liquido è piuttosto grande rispetto ai valori degli esponenti degli altri parametri e proprietà

presenti nella formula.


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Altri studi, invece, hanno analizzato il processo cercando di trovare delle relazioni tra la geometria

dell’atomizzatore e il nebulizzato prodotto: diametro delle gocce prodotto e cono dello spray.

In un articolo di Wei Xiao e Yong Huang [10] vengono eseguiti diversi studi sperimentali a riguardo di

ciò.

La geometria dell’atomizzatore in analisi in questo studio sperimentale ha la seguente forma.

Figura 16: Pressure swirl atomizer dello studio scientifico in analisi

In seguito, sono riportati alcuni grafici dei risultati ottenuti dal presente studio sperimentale.

Figura 18: Diametro medio delle gocce al variare del

rapporto Ai/A0


rapporto ds/d0


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Figura 21: Angolo dello spray prodotto al variare del rapporto I0/d0

L’equazione che rappresenta gli effetti della geometria, delle condizioni operative e delle proprietà del

liquido sul diametro medio delle gocce prodotte è la seguente:

𝑑 = 𝐶 · [𝐾 · 𝑡 · 𝑑0 · (1 + √𝑋)

𝑈01.33 · (1 − 𝑋)

]

0.5

· (𝜎2

𝜌𝑙 · 𝜌𝑔

)

1/6

[10]

Dove:

𝑑 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑒 𝑔𝑜𝑐𝑐𝑒 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑜𝑡𝑡𝑒 [𝑚]

𝐶 = 𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑡𝑒𝑟𝑚𝑖𝑛𝑎𝑏𝑖𝑙𝑒 𝑠𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑚𝑒𝑛𝑡𝑒

𝐾 =𝐴𝑖

𝑑𝑠 · 𝑑0


rapporto I0/d0


numero di Weber


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𝑋 =𝐴𝑎

𝐴0

𝑑0 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒𝑙𝑙′𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑧𝑖𝑜 𝑑𝑖 𝑠𝑐𝑎𝑟𝑖𝑐𝑜 [𝑚]

𝑑𝑠 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑚𝑒𝑟𝑎 𝑑𝑖 𝑠𝑤𝑖𝑟𝑙 [𝑚]

𝐴𝑠 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑚𝑒𝑟𝑎 𝑑𝑖 𝑠𝑤𝑖𝑟𝑙 [𝑚2]

𝐴𝑖 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑖 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑜𝑡𝑡𝑖 𝑑𝑖 𝑖𝑛𝑔𝑟𝑒𝑠𝑠𝑜 [𝑚2]

𝐴0 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙𝑙′𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑧𝑖𝑜 𝑑′𝑢𝑠𝑐𝑖𝑡𝑎 [𝑚2]

𝑈𝑜 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑎𝑙𝑙′𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑧𝑖𝑜 𝑑′𝑢𝑠𝑐𝑖𝑡𝑎 [𝑚

𝑠𝑒𝑐]

𝜎 = 𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑁𝑚⁄ ]

𝜌𝑙 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

𝜌𝑔 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑔𝑎𝑠 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑎𝑙𝑙′𝑒𝑠𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒𝑙𝑙′𝑎𝑡𝑜𝑚𝑖𝑧𝑧𝑎𝑡𝑜𝑟𝑒 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

𝑡 = 𝑠𝑝𝑒𝑠𝑠𝑜𝑟𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑖𝑙𝑚 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑜𝑡𝑡𝑜 𝑎𝑙𝑙′𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑧𝑖𝑜 [𝜇𝑚]

Le precedenti grandezze sono visibili nella figura numero 16.

Lo spessore del film prodotto in uscita dall’atomizzatore è calcolabile con la seguente formula:

𝑡 = 1.44 · (𝑚𝑙 · 𝜇𝑙

𝜌𝑙 · 𝑝 · 𝑑03)

0.25

· (𝑙0

𝑑0

)0.6

· 𝑑0 [10]

Dove:

𝑚𝑙 = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑚𝑎 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔

𝑚^3⁄ ]

𝜇𝑙 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 · 𝑠𝑒𝑐]

𝑝 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 [𝑃𝑎]

Figura 22: Film prodotto dal nebulizzatore di tipo "pressure swirl atomizer"

Dai grafici dello studio sperimentale effettuato da Wei Xiao e Yong Huang [10] si traggono le seguenti

conclusioni:

Il diametro medio delle gocce aumenta all’aumentare del rapporto Ai/A0, ds/d0 e l0/d0.

A basse pressioni, il diametro medio delle gocce aumenta con l’aumentare del diametro della

camera di swirl, ma ad alte pressioni questo effetto è meno evidente.

L’angolo di spray diminuisce con l’aumentare del rapporto l0/d0.

Il diametro delle gocce prodotto è proporzionale allo spessore del film liquido e diminuisce

all’aumentare del numero di Weber.


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2.5.2 Air assisted atomizer

Gli air assisted atomizer sono così chiamati in quanto processano un flusso di aria che permette

l’atomizzazione del liquido. Essi sono presenti in svariate geometrie, ma il principio di funzionamento è

il medesimo: si sfrutta un getto d’aria, messo in movimento da una ventola o da un compressore, che

investe il liquido rompendolo in tante piccole particelle e successivamente lo trasporta fuori dall’ugello.

Il fattore predominante del processo risulta quindi la velocità del gas che investe il liquido, ma non è

importante solo il valore della differenza di velocità tra i 2 fluidi, ma risulta importante anche la sua

direzione.

In alcuni atomizzatori il flusso di aria è parallelo al flusso di liquido (figura 23 a,b,c) mentre in altri

atomizzatori i 2 flussi sono convogliati in modo perpendicolare (figura 23 d). Sono presenti anche

atomizzatori che utilizzano una camera riempita di liquido nella quale viene iniettata l’aria ad alta velocità

che investe il liquido ed esce da un orifizio posto solitamente davanti al suo condotto di iniezione per

facilitarne l’uscita (figura 23 e).

Figura 23: Air assisted atomizer

Quando il flusso d’aria è parallelo a quello del liquido e la differenza di velocità è relativamente bassa,

il tempo per l’atomizzazione è piuttosto lungo e il liquido si rompe per instabilità d’onda (rottura dovuta

a vibrazioni), tale processo è visibile della figura soprastante nei casi a e b. Nel caso c invece la

differenza di velocità tra gas a e liquido è elevata e la rottura del getto liquido e delle relative gocce

avviene molto velocemente ottenendo così una nebulizzazione più fine con gocce più piccole [13].

Parecchi di questi nebulizzatori possono anche presentarsi sotto la nomenclatura in italiano di

“nebulizzatori pneumatici”, perché appunto processano aria per la nebulizzazione del liquido.

I più comuni nebulizzatori di questo tipo sono a flusso incrociato o a flusso coassiale.


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Figura 24: Nebulizzatore pneumatico a flusso coassiale

Figura 25: Nebulizzatore pneumatico a flusso incrociato

Il processo di nebulizzazione di questi 2 tipi di atomizzatori risulta abbastanza simile al caso del diffusore

in analisi, in entrambi i casi la chiave principale del processo è l’incrocio tra la sostanza gassosa e quella

liquida.

In letteratura sono presenti alcune correlazioni per stimare la grandezza media delle gocce prodotte da

questi tipi di nebulizzatori.

Eq. N°4 𝑑 = 0.585 · (

𝜎

𝜌𝑙 · ∆𝑈2)

0.5

· 53 · (𝜇𝑙

2

𝜎 · 𝜌𝑙

)

0.225

· (𝑚𝑙

𝑚𝑔)

1.5

[𝑚𝑚]

[14]

Dove:



𝑚3⁄ ]


𝜇𝑙 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 · 𝑠𝑒𝑐]


𝑠𝑒𝑐⁄ ]

��𝑔 = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑖 𝑔𝑎𝑠 [𝑘𝑔

𝑠𝑒𝑐⁄ ]


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2.5.3 Air blast atomizer

Particolare attenzione richiedono anche gli atomizzatori denominati in lingua inglese come “air blast

atomizer”.

La maggiori parte di essi sono caratterizzati dalla presenza di un ugello tipo “pressure swirl atomizer” e

da un getto d’aria che investe successivamente il liquido uscente da quest’ultimo. L’aria è messa in

movimento artificialmente e in maniera controllata.

Figura 26: Air blast atomizer

Il getto d’aria utilizzando ha molteplici funzioni, le principali sono:

Gestire maggiormente la taglia delle gocce del nebulizzato

Ridurre l’angolo dello spray prodotto dall’atomizzatore primario (pressure swirl atomizer) e

fornire una maggior penetrazione assiale al getto prodotto.

Da notare che non tutti gli atomizzatori tipo air blast sono però dotati di una camera per pre-nebulizzare

il liquido [15].

In un articolo di Y. Levy, V. Sherbaum, D. Levin, V. Ovcharenko [16] è stato studiato il nebulizzato di un

nebulizzatore tipo air blast con una geometria per quanto riguarda i condotti dell’aria di supporto

particolarmente simile al diffusore del macchinario igienizzante in analisi. In seguito, è riportata una

immagine di tale atomizzatore.

Figura 27: Air blast atomizer analizzato nell'articolo scientifico


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In questo studio sperimentale è stato analizzato come il diametro delle gocce varia in relazione alla

pressione di iniezione fornita all’aria. Aumentare la pressione di iniezione significa anche aumentare la

velocità del flusso in uscita dal suo condotto.

In seguito, è riportato il grafico relativo al valore del diametro medio delle gocce al variare della pressione

di iniezione dell’aria [16].

Figura 28: Diametro medio delle gocce al variare della pressione di iniezione dell'aria

Si nota che, come lecito aspettarsi, aumentando la pressione di iniezione dell’aria si ottiene un

nebulizzato con gocce più piccole.

Anche per questi tipi di atomizzatori sono presenti delle correlazioni sperimentali per stimale la

dimensione finale delle gocce prodotte.

Eq. N°5 𝑑32 = 0.95 · ((𝜎 · 𝑚𝑙 )0.33

𝜌𝑙0.37 · 𝜌𝑔

0.3 · 𝑈𝑔

) · (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔)

1.7

+ 0.13 · (𝜇𝑙

2 · 𝑑0

𝜎 · 𝜌𝑙

)

0.5

· (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔)

1.7

[𝑚𝑚] [17]

Eq. N°6 𝑑32 = 0.48 · 𝑑0 · (𝜎

𝑑0 · 𝜌𝑔 · 𝑈𝑟

)

0.4

· (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔)

0.4

+ 0.15 · (𝜇𝑙

2 · 𝑑0

𝜎 · 𝜌𝑙

)

0.5

· (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔) [𝑚𝑚]

[18]

Dove:



𝑚3⁄ ]


𝜇𝑙 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 · 𝑠𝑒𝑐]


𝑠𝑒𝑐⁄ ]

��𝑔 = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑖 𝑔𝑎𝑠 [𝑘𝑔

𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝑈𝑔 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑜𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑔𝑎𝑠 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝑈𝑟 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑜𝑖𝑡à 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝑖𝑣𝑎 𝑡𝑟𝑎 𝑔𝑎𝑠 𝑒 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑚

𝑠𝑒𝑐⁄ ]


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Queste due correlazioni hanno delle limitazioni, infatti possono essere utilizzate se:

La viscosità è compresa tra 0.001 e 0.076 kg/(m·sec):

La tensione superficiale è compresa tra 0.026 e 0.076 N/m.

La velocità dell’aria è compresa tra 70 e 180 m/sec.

Il rapporto tra la portata massica di aria e liquido è compreso tra 1 e 16.


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3 Studi precedenti sul nebulizzatore L’istituto MENTi, precedentemente a questo lavoro di tesi, ha realizzato 3 ugelli di diversa geometria

perfettamente adattabili al macchinario.

In seguito, è riportata una immagine rappresentativa dell’ugello originale e dei 3 ugelli aventi differenti

geometrie.

Figura 29: Diffusore originale e diffusori creati e testati dall'istituto MEMTi

Successivamente è stato studiato sperimentalmente il comportamento del nebulizzatore al variare del

tipo di ugello utilizzato.

In particolare, sono stati analizzati le seguenti grandezze:

Portata di aria elaborata/aspirata.

Portata di liquido aspirato.

Potenza elettrica consumata.

Rumore acustico generato

In seguito, sono indicati anche i metodi di misura utilizzati.

Portata di aria elaborata/aspirata: anemometro posto all’ingresso del compressore.

Portata di liquido aspirato: stimata tramite la misura della variazione del peso di un serbatoio di

acqua riempito allo stesso livello ad inizio prova dopo due minuti di aspirazione.

Potenza elettrica consumata: multimetro.

Rumore acustico generato: misurato tramite microfono che fornisce in uscita la potenza del

segnale acustico pesato secondo il filtro standard di tipo A.

Gli esperimenti sono stati svolti in laboratorio sotto le seguenti condizioni ambientali:

Temperatura = 294.85 K

Pressione atmosferica = 98380 Pa


40/121

Il primo esperimento eseguito riguarda la portata di aria aspirata per i diversi ugelli e il relativo valore di

potenza assorbita dal motore. I risultati sono riportati nella seguente tabella con relativo grafico.

Tipo di diffusore/ugello

Portata aria media [l/s] Potenza assorbita dal

motore [Watt]

V0 8.26 928.6

V1 5.78 852.2

V2 8.56 916

V3 8.90 622.6

No diffusore 18.33 996.7

Tabella 1: Dati sperimentali: portata di aria e potenza assorbita dal motore per ogni diffusore

testato

Grafico 1: Portata di aria sperimentale per ogni diffusore testato

Osservazioni:

Dai risultati sperimentali si osserva che i diffusori V2 e V3 permettono il passaggio di una

portata d’aria maggiore rispetto al V0, ciò significa che creano una perdita di carico minore.

Viceversa, il diffusore V1 permette l’aspirazione di meno aria il che fa evincere una perdita di

carico maggiore.

Grafico 2: Potenza assorbita dal motore per ogni diffusore testato

56789

10111213141516171819

V0 V1 V2 V3 No diffusore

Po

rtat

a d

'ari

a [l

itri

/sec

]

Tipo di diffusore

Portata di aria elaborata al variare del tipo di diffusore

825

850

875

900

925

950

975

1000

1025

V0 V1 V2 V3 No diffusorePo

ten

za a

sso

rbit

a [W

att]

Tipo di diffusore

Potenza assorbita dal motore per i vari diffusori


41/121

Il secondo esperimento riguardante la portata di liquido aspirato ha prodotto i seguenti risultati. Tale

sperimentazione è stata eseguita con il macchinario configurato con il condotto per l’aspirazione di

liquido sdoppiato: il condotto d’aspirazione di liquido parte dal diffusore e successivamente si divide in

2 condotti e pesca il liquido dal medesimo serbatoio mediante 2 cannucce.

Tipo di diffusore/ugello

Portata liquido aspirato [ml/min]

Scarto quadratico medio

V0 20.9 0.5

V1 0.0 0.2

V2 15.8 0.3

V3 22.7 1.2

Tabella 2: Portata di liquido aspirato per ogni diffusore testato

Grafico 3: Portata di liquido aspirato per ogni diffusore testato

In questo caso non è considerata la portata del liquido senza diffusore perché essa è nulla in quanto è

appunto necessario il diffusore per la sua aspirazione.

Si nota inoltre che l’ugello V1 non è in grado di aspirare liquido risultando quindi inefficace per il

processo.

La portata di liquido aspirato è stata misurata anche in configurazione con un singolo condotto

d’aspirazione senza sdoppiamento.

Questo esperimento è stato eseguito solo con il diffusore originale (modello V0), variando però il

diametro del diaframma interno del condotto idraulico.

Il diaframma è un oggetto che fa parte del condotto idraulico del nebulizzatore, esso è un piccolo

condotto cilindrico la cui sezione di passaggio interna è di piccole dimensioni (da 0.4 mm a 1.5 mm).

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

V0 V1 V2 V3

Po

rtat

a liq

uid

o [

ml/

min

]

Tipo di diffusore

Portata di liquido aspirato al variare del tipo di diffusore


42/121

I risultati sono riportati nella seguente tabella e grafico.

Diametro diaframma [mm] Portata massica liquido [g/s] Deviazione standard

0.522 0.3522 0.00156

0.628 0.4446 0.00160

0.866 0.6202 0.005714

1.01 0.6825 0.00535

1.559 0.7632 0.00295 Tabella 3: Portata liquido aspirato al variare della dimensione del diaframma del condotto

idraulico

Grafico 4: Portata liquido aspirato al variare della dimensione del diaframma del condotto

idraulico

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8

Po

rtat

a [g

/sec

]

Diametro diaframma [mm]

Portata di liquido aspirato con singolo condotto per diversi diaframmi


43/121

Osservazioni:

Dal grafico si nota come all’aumentare del diametro del diaframma utilizzato la portata di liquido

aumenta, ciò è dovuto al fatto che la perdita di carico causata dal diaframma diminuisce (in quanto

grandezza maggiore), permettendo così una portata migliore a parità di depressione fornita dal

diffusore.


44/121

4 Preparazione modello fluidodinamico del

nebulizzatore

4.1 Preparazione dei corpi del dominio computazionale

Per una corretta simulazione delle prestazioni del nebulizzatore risulta importante creare un modello

che ben rappresenti il caso in esame. Infatti, non risulta corretto eseguire una simulazione

fluidodinamica solo considerando il diffusore in analisi in quando non si conoscono precisamente le

condizioni al contorno da imporre.

Più precisamente non si conosce la distribuzione di velocita nell’ingresso dei condotti del diffusore.

Figura 30: Velocità in ingresso nel diffusore

Per questi motivi risulta quindi importante includere nel modello anche parte del condotto antecedente

al diffusore in modo che la distribuzione di velocità del flusso in ingresso ai condotti dell’ugello venga

calcolata dal risolutore.

Figura 31: Condotto precedente al diffusore


45/121

Includere il condotto presente tra ventola e diffusore presenta anch’esso delle criticità, infatti neanche

in questo caso si conosce il profilo di velocità del flusso nella sezione di ingresso del tubo, ma ciò risulta

secondario e non importante ai fini della analisi del diffusore. Il condotto tra ventola e diffusore ri

presenta sufficientemente lungo da permettere all’aria di sviluppare un profilo di velocità che poco

dipende dal profilo di velocità fornito in ingresso.

Si procede quindi all’assemblaggio del diffusore più il condotto che lo collega alla ventola tramite

software CAD.

Figura 32: Assieme CAD delle parti del macchinario nebulizzatore appartenenti al dominio

computazionale dell'analisi

La parte che si desidera simulare non sono le pareti solide del condotto e del diffusore, ma bensì l’aria

che vi scorre all’interno. Si procede quindi a sviluppare il negativo di queste geometrie, ovvero le parti

interne che rappresentano il volume occupato dall’aria circolante nel condotto.

Figura 33: Parte interna del condotto e del diffusore

Per quanto riguarda la parte successiva al diffusore, è corretto modellare un ulteriore componente che

rappresenta parte dell’aria presente all’esterno del diffusore in modo da poter analizzare i moti che il

flusso genera una volta che esso esce dal diffusore e si immette in atmosfera.

Per tale parte si utilizza un volume semi-sferico.


46/121

Figura 34: Corpi del dominio computazionale


47/121

4.2 Creazione della mesh del dominio computazionale

Una volta creati tutti i componenti del nebulizzatore che compongono il dominio computazionale è

necessario creare una discretizzazione di esso in tanti piccoli corpi in cui il risolutore risolve le equazioni

di conservazione.

In gergo tecnico questa procedura viene denominata come “generazione della mesh” e i piccoli corpi

generati sono denominate “celle”.

Per le analisi fluidodinamiche risulta importante utilizzare mesh strutturate, ovvero mesh composte da

prismi a base rettangolare la cui identificazione è eseguita mediante la terna d’assi.

La figura seguente rappresenta un esempio di mesh strutturata.

Figura 35: Mesh strutturata

In seguito, è riportata una immagine rappresentativa degli elementi utilizzabili per generare la mesh.

Figura 36: Tipi di elementi utilizzabili per la discretizzazione del dominio computazionale

È però possibile generare mesh strutturali solo su geometrie piuttosto semplici, per questo motivo risulta

necessario andare a suddividere il dominio computazionale in analisi in tante singole parti in modo che

il software dedicato alla realizzazione della mesh riesca a generare all’interno di essi una mesh

strutturale, evitando, per quanto possibile, elementi tetraedrici o piramidali.

Si prosegue, quindi, nella divisione del dominio in tanti piccoli corpi per la generazione di mesh

strutturali.

La parte sferica e la parte d’uscita di ogni diffusore hanno le stesse dimensioni per tutte le geometrie di

diffusore. In seguito, sono riportate delle immagini relative alla loro suddivisione dei corpi.


48/121

Figura 37: Suddivisione in diversi corpi della parte semi-sferica

In seguito, invece, sono riportate delle immagini relative alla mesh generata per la semisfera.

Figura 38: Mesh della semi-sfera

Per quanto riguarda la mesh del condotto e del nebulizzatore, invece, ogni modello richiede una

suddivisione dei corpi differente in quanto i diffusori hanno differenti geometrie.


49/121

4.2.1 Mesh del modello fluidodinamico del nebulizzatore

Le mesh generate per i modelli di diffusori V1, V2 e V3 vengono create con la stessa logica, per cui

per semplicità sono riportati i passaggi relativi solo a un modello di diffudore.

Il modello V1 è rappresentato nella immagine sottostante con anche una vista in sezione posizionata

al centro dei condotti dell’ugello.

Figura 39: Diffusore V1

Per realizzare una mesh il più possibile strutturata ogni condotto è stato suddiviso nella seguente

maniera.

Figura 40: Suddivisione in diversi corpi della geometria interna del diffusore

Tramite questa suddivisione su tutti i corpi è possibile eseguire una mesh di tipo sweep e quindi

strutturata, a eccezione però del corpo contenente il raggio di raccordo presente all’inizio del condotto

interno del diffusore e per il cilindro più esterno della camera di swirl che vengono discretizzati con

una mesh tetraedrica.


50/121

Per quanto riguarda la parte del condotto di uscita del diffusore, si crea un piccolo cilindro la cui parete

esterna rappresenta la zona che nel caso reale si interfaccia con il fluido antibatterico che viene

aspirato. In questa simulazione non verrà però simulato il liquido e quindi quella parete servirà per

applicare la corretta condizione di parete (“boundary coundition”) che più rappresenta il caso reale.

Figura 41: Parete interfacciata con il liquido aspirato

Una immagine della mesh realizzata per la parte interna del diffusore è in seguito proposta.

Figura 42: Mesh del diffusore

Per quando riguarda il condotto, parte di esso viene realizzato con mesh tipo sweep usando come

superfice di riferimento (superficie source) la mesh realizzata per la parte esterna del diffusore.


51/121

Figura 43: Mesh del condotto precedente al diffusore (1)

La parte del condotto relativa alla regione di ingresso non viene discretizzata seguendo il metodo

sweep con superficie di riferimento (superficie source) la mesh generata sulla parte esterna del

diffusore; essa viene generata partendo dalla superficie di inlet.

Si utilizza questo metodo per semplificare la generazione della mesh e per ridurre leggermente il

numero degli elementi all’interno del dominio computazionale, infatti la mesh generata sulla regione

d’ingresso ha una taglia degli elementi più grande rispetto agli altri elementi del condotto.


A questo punto si genera la mesh sul corpo che collega le 2 parti di condotto, per questa parte si utilizza

un metodo automatico in quanto non è possibile utilizzare un metodo di tipo sweep.



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Una volta creata la griglia computazionale nel dominio si procede nel creare le Namen Selection, esse

possono essere corpi, superfici, spigoli o punti che verranno esportate nel risolutore del software Fluent.

Ogni corpo viene raggruppato sotto un’unica Named Selection in quanto tutte le celle del dominio

verranno impostate sulla medesima sostanza (aria in questo caso).

Per quanto riguarda le superfici, invece, nel nostro caso si utilizzano praticamente 5 Named Selection:

Inlet.

Atmosfera.

Back atmosfera.

Wall.

Wall depression

Sotto la voce “inlet” si seleziona la superficie di ingresso del fluido. Per la voce “atmosfera” e “back

atmosfera” si selezionano le superfici esterne della semi-sfera creata, rispettivamente la parte anteriore

curva e la parte posteriore piatta.

Figura 46: Named selection

Ovviamente sotto la voce ”wall” vengono incluse tutte le superfici di parete dei vari componenti:

Pareti del condotto d’ingresso.

Pareti dei condotti del diffusore.

Pareti del condotto d’uscita del diffusore.


53/121

Figura 47: Named selection "wall"

Per la superficie idealmente interfacciata con il liquido si utilizza una named selection singola in modo

che, dopo aver ottenuto i risultati dalla simulazione, sarà possibile andare direttamente a visualizzare le

grandezze fisiche considerate direttamente su quella superficie. In questo caso si andrà a visualizzare

il valore della pressione negativa generata dal flusso di aria vorticoso.

Figura 48: Named selection "wall depression"

Questa superficie viene nominata come “wall depression” ma non necessariamente verrà impostata

come “wall” nel risolutore.


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Viene impostata una Named selection relativa alla sezione finale del condotto d’uscita del diffusore,

questo per poter ottenere alcuni dati e informazioni relativi alle caratteristiche del flusso direttamente

sulla sezione d’uscita.

Figura 49; Named selection "swirl surface"


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4.3 Impostazioni del calcolo in Fluent

Una volta generata la mesh all’interno del dominio computazionale, si procede alla sua importazione

all’interno del risolutore, in questo caso si utilizza il software ANSYS Fluent.

Per l’impostazione del calcolo si segue lo schema a scaletta che Fluent ha di default.

Figura 50: Schema di Fluent per l'impostazione del calcolo

4.3.1 Modelli

Per quanto riguarda i modelli attivati per eseguire le simulazioni fluidodinamiche si parte includendo

solo i modelli di viscosità (laminari o turbolenti). Ciò è scelto sulla base del fatto che l’aria processata

dal nebulizzatore non ha scambi di calore e che il surriscaldamento dell’aria dovuto agli attriti generati

dal suo passaggio sul condotto sia limitato e non significativo ai fini dell’analisi. Queste assunzioni

verranno successivamente verificate. Inoltre, non ci sono cambiamenti di fase e il flusso è monofase

(solo aria).

Per la scelta del modello viscoso da utilizzare è necessario calcolare il numero di Reynolds per definire

se il flusso è laminare o turbolento.

Il numero di Reynolds per flussi interni è calcolabile con la seguente formula.

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑅𝑒𝑦𝑛𝑜𝑙𝑑𝑠 (𝑅𝑒) =ρ ∙ 𝑈 ∙ 𝑑

μ

Dove


𝑚3⁄ ]

𝑈 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝑑 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑑𝑟𝑎𝑢𝑙𝑖𝑐𝑜 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑜𝑡𝑡𝑜 [𝑚]

𝜇 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑡à 𝑑𝑖𝑛𝑎𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑃𝑎 ∙ 𝑠]

Questo calcolo viene eseguito sulla parte di condotto avente una sezione di passaggio più grande, se

il numero di Reynolds in quella parte di condotto risulta superiore al valore limite del caso laminare (pari

a 2300) allora significa che anche in tutte le altre parti del condotto il flusso risulta turbolento in quanto

avente una maggiore velocità.


56/121

La velocità media dell’aria che attraversa quel condotto è calcolabile partendo dal valore della portata

volumica misurata sperimentalmente per i diversi diffusori adottati con la seguente relazione.

�� = 𝐴 · 𝑈

Dove:

𝑉 = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑖𝑐𝑎 [𝑚3𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝐴 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑠𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑜𝑡𝑡𝑜 [𝑚2]

𝑈 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑓𝑙𝑢𝑠𝑠𝑜 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

Esplicitando il termine relativo alla velocità del flusso si ottiene:

𝑈 =��

𝐴

Il condotto più grande ha un diametro pari a 47.3 mm e l’area per condotti cilindrici è calcolabile nel

seguente modo.

𝐴 =𝜋 · 𝑑2

4=

𝜋 · 0.04732

4= 0.001757 𝑚2

Per i valori della portata volumica si fa riferimento ai valori dei dati sperimentali del capitolo 3. La densità del fluido (aria) viene calcolata considerandola un gas ideale mentre per il valore di viscosità dinamica si fa riferimento ai valori da letteratura.

𝜌𝑎𝑟𝑖𝑎 =𝑝

𝑅 · 𝑇[𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

Dove: 𝑝 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 [𝑃𝑎]

𝑅 = 𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑔𝑎𝑠 = 287 [𝐽

𝑘𝑔 · 𝐾] (𝑝𝑒𝑟 𝑎𝑟𝑖𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑐𝑎)

𝑇 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 [𝐾]

Per i valori di pressione e temperatura si fa riferimento ai valori ambientali delle condizioni in cui sono stati svolti gli studi sperimentali, quindi pressione pari a 98380 Pa e temperatura pari a 295 K. Quindi:

𝜌𝑎𝑟𝑖𝑎 =98380

287 · 295= 1.16 [

𝑘𝑔𝑚3⁄ ]

La viscosità a letteratura è pari a:

𝜇 = 1.81 · 10−5[𝑃𝑎 ∙ 𝑠]

In seguito, è riportata una tabella nella quale sono raccolti i dati sperimentali della portata di aria per ogni tipo di diffusore sperimentato con il relativo valore del numero di Reynolds del flusso che scorre all’interno del condotto del nebulizzatore precedentemente illustrato.

Tipo di diffusore

Portata volumica aria [l/s]

Portata volumica aria [m3/sec]

Velocità media nel condotto [m/sec]

Numero di Reynolds

V0 8.26 0.00826 4.70 14257

V1 5.78 0.00578 3.29 9976

V2 8.56 0.00856 4.87 14775

V3 8.9 0.0089 5.07 15362 Tabella 4: Velocità e numero di Reynolds nel condotto più grande per tutte le portate di aria

misurate


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Si nota che tutti i valori del numero di Reynolds sono superiori al valore limite dello stato di flusso transizionale (valore pari a 4000) per cui risulta strettamente necessario l’utilizzo di un modello di turbolenza. Si utilizza un modello ‘k-ε realizable’ che generalmente è il migliore per questi tipi di analisi.

4.3.2 Materiali e condizione delle celle

L’unica sostanza necessaria per la simulazione è l’aria. La sua densità viene fissata a una costante in

quanto si ipotizza che non ci saranno zone di pressioni o depressioni elevate che possano influenzare

in maniera evidente la densità del fluido in quanto esso è realmente un fluido comprimibile e che quindi

la sua densità varia in funzione della pressione.

Il valore della densità dell’aria impostato per la simulazione viene calcolato considerando il fluido come

un gas ideale in modo da calcolare tale valore con l’equazione dei gas ideali.

𝜌𝑎𝑟𝑖𝑎 =𝑝

𝑅 · 𝑇[𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

Dove: 𝑝 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 [𝑃𝑎]

𝑅 = 𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑔𝑎𝑠 = 287 [𝐽

𝑘𝑔 · 𝐾] (𝑝𝑒𝑟 𝑎𝑟𝑖𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑐𝑎)

𝑇 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 [𝐾]

Si utilizzano nuovamente le condizioni atmosferiche durante le quali si sono svolte le sperimentazioni

sul macchinario nebulizzatore. Quindi:

𝜌𝑎𝑟𝑖𝑎 =98380

287 · 295= 1.16 [

𝑘𝑔𝑚3⁄ ]

Una volta ottenuti i risultati delle simulazioni si andrà a verificare che la variazione di densità dell’aria all’interno del dominio computazionale non cambi troppo. È inoltre possibile eseguire alcune simulazioni impostando l’aria come gas (attivando cosi l’equazione dell’energia) e confrontare i risultati ottenuti. Tutte le celle del dominio computazionale vengono registrate come fluido ‘aria’.

4.3.3 Boundary condition

4.3.3.1 Inlet

Per la condizione di ‘inlet’ si utilizza il tipo ‘mass-flow-inlet’ con pressione iniziale di Gauge pari a 0, ciò

permette di, una volta conclusa la simulazione, ottenere il valore di pressione che il flusso ha sulla

parete di inlet. Tale valore indicherà la pressione necessaria al flusso per vincere la perdita di carico

presente lungo il condotto e il diffusore.

Per il valore della portata si fa riferimento ai valori misurati sperimentalmente relativi alla portata

volumica, per ottenere la portata massica basta semplicemente moltiplicare il valore della portata

volumica per la densità del fluido.

�� = �� · 𝜌 [𝑘𝑔

𝑠𝑒𝑐⁄ ]

Dove:


58/121

�� = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑐𝑎 [𝑘𝑔

𝑠𝑒𝑐⁄ ]

�� = 𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑖𝑐𝑎 [𝑚3

𝑠𝑒𝑐⁄ ]


𝑚3⁄ ]

La densità del fluido è stata calcolata precedentemente e risulta pari a 1.16 kg/m3.

In seguito, è riportata la tabella con i valori della portata volumica ottenuti sperimentalmente con il

relativo valore della portata massica per i differenti ugelli testati.

Diffusore Portata volumica d’aria

[l/sec]

Portata volumica d’aria [m3/sec] Portata massica d’aria [kg/sec]

V0 8.26 0.00826 0.00958

V1 5.78 0.00578 0.00670

V2 8.56 0.00856 0.00993

V3 8.90 0.0089 0.01032 Figura 51: Calcolo portata massica di aria processata dal nebulizzatore partendo dai dati

sperimentali

4.3.3.2 Outlet

Le superfici impostate come outlet sono quelle relative alle Named Selection denominate “atmosfera”

e “back atmosfera”.

Figura 52: Condizione di outlet sulle pareti esterne della semi-sfera

La condizione di outlet impostata a queste superfici è di tipo “pressure outlet” con pressione relativa (di Gauge) pari a zero, questo per simulare il fatto che quelle pareti si trovano a pressione ambiente.


59/121

4.3.3.3 Altre condizioni di parete

Tutte le named selection relative a una parete solida vengono impostante nel risolutore come “wall” con la condizione di avere una velocità nulla del flusso sulla superficie della parete (no slip condition). Per quanto riguarda la condizione impostata alla parete interfacciata con liquido, denominata “wall depression”, essa è stata impostata in 2 differenti maniere:

Condizione di “wall” con no slip condition come per le pareti solide precedentemente descritte.

Pressure inlet con pressione relativa iniziale (Gauge pressure) pari a zero. Una volta ottenuti i risultati delle simulazioni si andranno a confrontare i risultati ottenuti. Ovviamente, ci si aspetta che questa superficie sia soggetta a una depressione locale (pressione relativa negativa) che permetterebbe di aspirare il liquido disinfettante nel caso reale. Nel caso della condizione di ‘pressure inlet’ è quindi lecito aspettarsi una portata di aria in ingresso da quella superficie: tutte le celle del dominio computazionale saranno settate come fluido aria. Tale flusso di aria non è quindi realistico, ma nonostante ciò non dovrebbe compromettere i risultati ottenuti.

4.3.4 Metodi e fattori di sotto-rilassamento

I metodi utilizzati per la risoluzione delle equazioni sono i seguenti.

Scheme: SIMPLE.

Gradient: Green-Gauss Node based.

Pressure: ‘second order’.

Momentum: ‘first order upwind’ per circa 500 iterazioni, ‘second order upwind’ fino a

convergenza.

Turbolent cinetic energy: ‘first order upwind’ per circa 500 iterazioni, ‘second order upwind’ fino

a convergenza.

Turbolent dissipation rate: ‘first order upwind’ per circa 500 iterazioni, ‘second order upwind’

fino a convergenza.

I fattori di sotto-rilassamento sono impostati nel seguente modo.

Pressione: 0.6.

Densità:1.

Forze dei corpi:1.

Momento: 0.3.

Energia cinetica turbolenta: 0.6.

Dissipazione della turbolenza:0.6.

Viscosità turbolenta:1.

Relativamente ai criteri di convergenza, per la convergenza di tipo numerico i valori dei residui vengono

impostati tutti a 0.0001. Mentre per la convergenza fisica è necessario tenere conto di una grandezza

fisica per ogni iterazione, quando il valore di essa non cambierà più all’aumentare delle iterazioni

significa che la convergenza fisica è stata raggiunta, nel nostro caso si tiene conto del valore di

depressione generato al centro dell’ugello.


60/121

Figura 53: Convergenza fisica


61/121

5 Analisi dei risultati delle simulazioni

Per quanto concerne i risultati, è opportuno dire che tutte le simulazioni non hanno raggiunto la

convergenza sia fisica che numerica. Tutte ovviamente hanno raggiunto la convergenza fisica ma il

valore dei residui relativi all’equazione di continuità si è attestata generalmente intorno al valore 0.001

senza raggiungere il valore di 0.0001 impostato come criterio di convergenza. Nonostante ciò si

considerano valide tutte le simulazioni effettuate in quanto la convergenza fisica è stata raggiunta e il

flusso ha un comportamento qualitativamente corretto.

5.1 Grandezze fisiche analizzate

I risultati analizzati delle simulazioni sono i seguenti:

Depressione generata nella zona di aspirazione di liquido.

Campo di moto e velocità del flusso all’interno della camera di swirl e attraverso i condotti interni

del diffusore.

Numero di swirl caratteristico dell’ugello.

Pressione sulla sezione di inlet.

La depressione generata dal flusso risulta importante in quanto è in relazione alla portata di liquido

aspirato, maggiore è la depressione generata e maggiore sarà la portata del liquido aspirato. Il valore

di depressione viene misurato sulla parete denominata dalla Named Selection come “wall depression”.

Figura 54: Wall depression

Relativamente ai campi di moto e alle velocità del flusso, da letteratura è stato osservato che la

grandezza finale delle gocce del nebulizzato è molto dipendente dalla velocità relativa presente tra la

sostanza gassosa e quella liquida. Una maggiore differenza di veloctà crea una nebulizzazione più fine.

Risulta quindi necessario analizzare i valori che il flusso d’aria ha quando si trova all’interno della camera

di swirl.

Infine si analizzerà il comportamento del flusso all’interno dei condotti interni del diffusore, questo per

capire se la sezione del condotto viene principalmente sfruttata a pieno oppure se sono presenti delle

zone di ricircolo o distacchi di vena fluida che influenzano il processo.

Il numero di swirl rappresenta il rapporto tra la velocità tangenziale e assiale del flusso, esso indica

praticamente la sua penetrazione assiale.


62/121

Figura 55: Numero di swirl

Avere un numero di swirl più basso significa avere una maggior penetrazione assiale del flusso.

Il numero di swirl viene rilevato sulla sezione d’uscita del diffusore, ovvero sulla Named Selection

nominata come “swirl surface”.

Infine, il valore di pressione sulla sezione d’ingresso rappresenta quella che è la perdita di carico del

flusso che attraversa il condotto e il diffusore.

5.2 Risultati

Nella seguente tabella sono riportati i risultati delle simulazioni relativi alla depressione generata per

l’aspirazione di liquido.

Queste simulazioni sono state eseguite sia considerando l’aria come gas ideale (quindi con densità che

varia in funzione di temperatura e pressione) oppure fissando la sua densità a una costante (calcolata

precedentemente) pari a 1.16 kg/m3 che rappresenta il valore della sua densità calcolata con la legge

dei gas ideali alle condizioni di laboratorio sotto cui sono stati eseguiti gli esperimenti sul macchinario.

Figura 56: Contour di pressione statica sul piano medio del diffusore


63/121

Dati sperimentali Risultati delle simulazioni

Diffusore Portata aria

impostata [kg/sec]

Δp aspirazione liquido [Pa]

Densità aria costante Ideal gas Differenza

percentuale [%]

V0 0.00958 -1868 -1829 2.09

V1 0.00670 -1138.0 -1118 1.76

V2 0.00993 -1274 -1256 1.41

V3 0.01032 -1377 -1296 5.88

Tabella 5: Confronto risultati tra aria con densità costante e calcolata con legge dei gas

Dove per ‘Δp’ si intende la differenza di pressione rispetto alla pressione operativa impostata pari a

98380 Pa, il valore della pressione atmosferica al momento delle sperimentazioni sul macchinario.

In seguito, invece, c’è il confronto tra i risultati delle 2 simulazioni descritte precedentemente prendendo

però in analisi il valore di velocità massima del flusso che scorre all’interno della camera di swirl.

Tabella 6: Pathlines del flusso colorate secondo la velocità

Dati sperimentali Risultati simulazioni

Diffusore Portata di aria

impostata [kg/sec]

Velocità massima [m/sec]

Densità aria costante Ideal gas Differenza percentuale [%]

V0 0.00958 87 86.5 0.57

V1 0.00670 101 98.6 2.38

V2 0.00993 84.4 83.8 0.71

V3 0.01032 76 71.8 5.53



64/121

In seguito, è presente il confronto relativo al valore di pressione statica sulla sezione di inlet, tale

valore rappresenta la perdita di carico (caduta di pressione) che ha il flusso che attraversa i condotti.


Diffusore Portata aria impostata

[kg/sec]

Δp inlet [Pa] Densità aria costante Ideal gas Differenza percentuale [%]

V0 0.00958 4105 4094 0.3

V1 0.00670 4648 4553 2.1

V2 0.00993 2379 2439 2.5

V3 0.01032 2215 2028 9.2


In seguito, il confronto tra i numeri di swirl tra le simulazioni con impostazioni differenti.


Diffusore Portata d'aria

impostata [kg/sec]

Numero swirl sezione d'uscita diffusore Densità aria costante Ideal gas Differenza percentuale [%]

V0 0.00958 1.02 1.01 1.0

V1 0.0067 0.81 0.82 1.2

V2 0.00993 0.86 0.86 0.0

V3 0.01032 0.46 0.48 4.2


La variazione di densità dell’aria all’interno del dominio computazionale segue una distribuzione

osservabile nel contour realizzato sul piano medio del nebulizzatore modello V3.

Figura 57: Contour di densità all'interno del dominio computazionale

La zona di depressione al centro del diffusore ha una densità minore in quanto la pressione risulta

minore. La parte del condotto antecedente al diffusore risulta invece avere una densità maggiore in

quanto maggiormente sotto pressione.

Il modello di diffusore che presenta una variazione maggiore di densità rispetto al valore costante di

1.16 kg/m3 è il modello V1. La densità all’interno del suo dominio computazionale varia da 1.12 a 1.26


65/121

kg/m3. La variazione media della densità all’interno del dominio rispetto al valore costante 1.16 kg/m3

risulta quindi essere la seguente.

∆𝜌𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎 = (𝜌𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑚𝑎 − 𝜌𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒) + (𝜌𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 − 𝜌𝑚𝑖𝑛𝑖𝑚𝑎)

2=

(1.26 − 1.16) + (1.16 − 1.12)

2

= 0.07 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

In percentuale rispetto al valore costante.

∆𝜌𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎 % =∆𝜌𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎

𝜌𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒

· 100 =0.07

1.16· 100 = 6 [%]

La differenza di densità è mantenuta all’interno di un intervallo di circa ± 6%.

Tale variazione è una variazione piuttosto bassa se consideriamo che l’aria è un fluido ben comprimibile,

quindi si ritiene che non ci siano molte differenze nel considerare la densità dell’aria come costante.

I risultati numerici confermano questa affermazione ottenendo nei risultati differenze percentuali molto

contenute. Si procede quindi nel tenere la densità dell’aria pari a una costante per le successive

simulazioni.

Risulta necessario verificare anche il numero di mach, infatti per la simulazione è stato un risolutore

adatto a bassi numeri di mach ovvero pari o minore al valore 0.3.

Il numero di mach è calcolabile nel seguente modo.

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑚𝑎𝑐ℎ =𝑈

𝑎

Dove: 𝑈 = 𝑣𝑒𝑙𝑐𝑜𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑠𝑠𝑜 [𝑚

𝑠𝑒𝑐⁄ ] 𝑎 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑑𝑒𝑙 𝑠𝑢𝑜𝑛𝑜 𝑛𝑒𝑙𝑙′𝑎𝑟𝑖𝑎 = 344 [𝑚

𝑠𝑒𝑐⁄ ] 𝑎𝑙𝑙𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑖 20° Per la velocità del flusso si prende il valore di velocità massima risultato dalle simulazioni

fluidodinamiche, ovvero il valore pari a 101 m/sec appartenenti al diffusore V1.

Quindi:

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑖 𝑚𝑎𝑐ℎ =101

344= 0.29

Il numero di mach massimo è verificato dato che si trova al di sotto del limite 0.3.

5.3 Boundary condition per la parete interfacciata col liquido

Come precedentemente accennato è corretto eseguire delle simulazioni numeriche con diverse

condizioni al contorno (dove possibile) per capire quali potrebbero essere le condizioni più adatte e quali

meno.


66/121

Per le condizioni sulle pareti solide di bordo dei condotti risulta chiaro che l’unica condizione applicabile

è quella denominata wall con la condizione ‘no slip’ in cui la velocità del fluido a contatto con la parete

risulti nulla.

Per la parete interfacciata col liquido invece è possibile testare altre condizioni oltre alla condizione di

wall impostata per le precedenti simulazioni, è possibile infatti impostare la condizione di ‘pressure inlet’

con pressione relativa iniziale posta a 0. Con questa condizione si permette il passaggio di massa

attraverso tale superficie, come se la parete fosse libera e non chiusa da una parete solida.

In seguito, è riportata una tabella con i risultati di tale simulazione a confronto con le precedenti. Il

confronto è stato eseguito solamente su un modello di nebulizzatore, in particolare solo sul modello V2.

Inoltre la densità dell’aria viene impostata come costante al valore pari a 1.16kg/m3 in entrambi i casi

per avere 2 simulazioni che differiscono solo per la condizione della parete interfacciata col liquido e

non per altri fattori.

Dati sperimentali

Risultati simulazioni


[kg/sec]


Condizione di Wall Condizione di Pressure inlet Differenza percentuale

[%]

V2 0.00993 -1274 -1215 4.9 Tabella 10: Confronto risultati tra condizione di Wall e Pressure inlet

Dati sperimentali



[kg/sec]


Condizione di Wall Condizione di Pressure inlet Differenza percentuale [%]

V2 0.00993 84.4 84.5 0.1 Tabella 11: Confronto risultati tra condizione di Wall e Pressure inlet

Dati sperimentali



[kg/sec]

Numero di swirl

Condizione di Wall Condizione di Pressure inlet Differenza percentuale [%]

V2 0.00993 0.86 0.86 0.000 Tabella 12: Confronto risultati tra condizione di Wall e Pressure inlet


67/121

Tabella 13: Pathlines di velocità del modello con condizione "Pressure inlet" sulla parete

interfacciata col liquido

Osservazioni:

Come precedente affermato, con la condizione ‘Pressure inlet’ si verifica una portata in ingresso di aria,

ciò è dovuto al fatto che quella zona è soggetta a una depressione che richiama quindi l’ingresso di aria.

Nel caso reale tale fenomeno si verifica con il liquido disinfettante che viene aspirato grazie alla

depressione generata.

Dalle tabelle con i confronti dei risultati analizzati si nota che non ci sono particolari differenze tra le 2

simulazioni aventi boundary condition differenti. Tuttavia, si considera maggiormente importante e più

attendibile la simulazione con la condizione di wall sulla parete interfacciata col liquido perché nel caso

reale in quella zona non si verifica un ingresso di aria.


68/121

5.4 Confronto risultati con dati sperimentali

Dai dati sperimentali disponibili sono stati ottenuti i risultati relativi a:

Portata di aria aspirata per i vari diffusori V0, V1, V2 e V3.

Portata di liquido aspirato per i vari diffusori V0, V1, V2 e V3.

La portata di aria aspirata dipende dalla caduta di pressione che crea il tipo di ugello utilizzato, nello

specifico, avere una portata massica minore significa che la caduta di pressione generata è maggiore.

Dai risultati delle simulazioni fluidodinamiche è possibile ottenere il valore della pressione statica sulla

sezione di inlet, questo valore rappresenta la caduta di pressione a cui è soggetto il flusso che attraversa

il diffusore e il condotto tra ventola e diffusore.

È possibile quindi valutare se i risultati siano sufficientemente corretti tra di loro osservando la relazione

tra portata di aria aspirata sperimentalmente e caduta di pressione ricavata dalle simulazioni numeriche.


Diffusore Portata massica aria

[kg/sec] Potenza assorbila motore

[Watt]

Δp inlet aria [Pa]

Densità aria costante

V0 0.00958 928.6 4105

V1 0.00670 852.2 4648

V2 0.00993 916.0 2379

V3 0.01032 922.6 2215

Tabella 14: Confronto risultati tra portata di aria sperimentale e perdita di carico del modello

fluidodinamico

Grafico 5: Portata di aria sperimentale in relazione alla pressione fornita dal compressore

centrifugo

0.0000

0.0010

0.0020

0.0030

0.0040

0.0050

0.0060

0.0070

0.0080

0.0090

0.0100

0.0110

2000 2250 2500 2750 3000 3250 3500 3750 4000 4250 4500 4750 5000

Po

rtat

a sp

erim

enta

le [

kg/m

3]

Caduta di pressione simulazioni [Pa]

Portata in relazione alla caduta di pressione

Portata inrelazionealla perditadi carico

Poli.(Portata inrelazionealla perditadi carico)


69/121

La curva ha un comportamento qualitativamente corretto, risulta però necessario fare una

precisazione, infatti il modello fluidodinamico presenta delle semplificazioni: la sezione d’ingresso non

è realmente circolare ma risulta essere a feritoia.

Figura 58: Entrata a feritoia del condotto

L’influenza di questa semplificazione è stata precedentemente analizzata dall’istituto MEMTi tramite

simulazioni fluidodinamiche sul modello di geometria V0 da loro prodotto e tale analisi ha affermato che

non ci sono particolari influenze per quanto riguarda le distribuzioni di velocità all’interno dei condotti

interni del diffusore. Non è stato però analizzato l’influsso sulla perdita di carico sulla sezione di ingresso,

infatti con la sezione di ingresso a feritoia si generano diversi ricircoli all’interno del tubo tra ventola e

diffusore il che, teoricamente, porta ad avere perdite di carico maggiori.

Figura 59: Differenza ingresso circolare o ingresso a feritoia

Ai valori di pressione riscontrati tra le varie simulazioni sulla sezione di inlet, associabili alla perdita di

carico totale del condotto e diffusore, andrebbe quindi sommato il valore della perdita di carico dovuto

alla sezione di ingresso a feritoia. Si riscontra però che la portata di aria aspirata misurata

sperimentalmente non cambia molto tra i vari diffusori utilizzati quindi la perdita di carico dell’inlet a

feritoia è possibile approssimarlo a un valore circa costante per tutti e 4 i casi aventi differente diffusore.

In questo modo la curva “portata/pressione” si sposterebbe di un valore costante senza influenzare

qualitativamente il suo andamento.

In realtà però, portate maggiori comportano maggiori perdite di carico a parità di condotto, quindi

sarebbe più corretto affermare che i valori di portata maggiori subiscono un rialzo del punto

portata/pressione maggiore, rendendo così maggiormente piatta la curva nella parte centrale e quindi

maggiormente corretta.


70/121

Per quanto riguarda il confronto per la portata di liquido aspirato, è possibile relazionare tale valore

sperimentale con i valori di depressione generati nella parte centrale dei diffusori forniti dai risultati delle

varie simulazioni.

Infatti, una depressione maggiore fornirà una portata di liquido maggiore.

In seguito, sono riportati i valori dei risultati sperimentali in confronto con quelli delle simulazioni.


Diffusore Portata massica

aria [kg/sec] Portata liquido

aspirato [ml/min] Δp aspirazione liquido [Pa]

V0 0.00958 20.9 -1868

V1 0.00670 0.0 -1138.0

V2 0.00993 15.8 -1230

V3 0.01032 22.7 -1377


vortice per l'aspirazione di liquido

Osservazioni:

Si nota che le tre geometrie V1, V2 e V3 risultano coerenti tra di loro, infatti all’aumentare del valore di

Δp, la portata di liquido aumenta.

Stona però il valore numerico della depressione generata dal diffusore tipo V0, tale valore dovrebbe

posizionarsi tra i valori di depressione dei diffusori V2 e V3 in quanto la portata di liquido sperimentale

risulta in mezzo alle relative portate dei diffusori V2 e V3.

Si ricorda che la mesh del modello V0 non è stata inizialmente realizzata durante questo progetto, ma

è stata resa disponibile dall’instituto MEMTi che ha realizzato tale modello per eseguire alcune analisi

fluidodinamiche.

Tutte le mesh realizzate in questo progetto (modelli V1, V2, V3) sono state generate con circa la stessa

metodologia e stessa taglia degli elementi, in particolare per la parte del dominio computazionale che

risulta uguale tra di loro.

La semisfera usata per rappresentare parte dell’aria presente nell’ambiente esterno al diffusore e per la

parte relativa al condotto d’uscita del diffusore risultano identiche per tutti e 3 i diffusori V1, V2 e V3, la

mesh per tali corpi è stata quindi realizzata nello stesso modo per tutte 3 queste geometrie di diffusori.

La mesh relativa al condotto d’uscita del diffusore risulta importante per avere buoni risultati in quanto

è lì che si verificano i flussi vorticosi che generano depressione al centro del diffusore.

Per questa ragione si ritiene che una possibile causa delle discordanze tra i risultati ottenuti potrebbe

essere dovuta a mesh diverse tra di loro (mesh del modello V0 rispetto a quella degli altri 3 modelli).

Di seguito, è riportata l’immagine relativa alla mesh del modello V0 nella zona della camera di swirl a

confronto con la mesh del modello V2 (molto simile ai modello V1 e V3).


71/121

Figura 60: Differenza tra mesh del modello V0 e mesh del modello V2

La mesh del modello V2 risulta maggiormente strutturata ed ha una dimensione inferiore degli elementi

soprattutto nella zona in cui il flusso effettua i vortici. Inoltre, in essa gli elementi tetraedrici sono

localizzati su una corona circolare avente uno spessore minore.

Si procede quindi nella generazione di una nuova mesh del modello V0 in modo da ottenere una mesh

più simile possibile a quella delle altre geometrie analizzate.

I risultati della nuova mesh del modello V0 sono riportati in seguito. Le simulazioni sono state entrambe

impostate con la densità dell’aria costante con valore pari a 1.16 kg/m3.

Dati sperimentali Simulazioni

Diffusore e mesh

Portata aria impostata [kg/sec]


Δp inlet [Pa] Velocità massima [m/sec]

Numero swirl

V0 Precedente 0.00958 -1868 4105 87 1.02

V0 Nuova 0.00958 -1575 3996 89.3 0.95

Differenza percentuale [%]

/ 15.7 2.7 2.5 6.9

Tabella 16: Confronto risultati simulazioni tra mesh precedente e nuova del modello V0


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Per quanto riguarda la velocità massima e la pressione sulla sezione di inlet non si riscontrano particolari

differenze tra le 2 mesh (differenza sotto il 3 %). Si nota una differenza piuttosto grande per quanto

riguarda la depressione generata dal vortice. Infatti, il valore di depressione fornito dalla nuova mesh

risulta più basso di circa 300 Pa, avvicinandosi così ai valori delle simulazioni degli altri diffusori.

I risultati della nuova mesh del modello V0 a confronto con quelli delle altre simulazioni sono riportati

nella seguente tabella.



aria [kg/sec] Portata liquido

aspirato [ml/min] Δp aspirazione liquido [Pa]

V0 (2) 0.00958 20.9 -1575

V1 0.00670 0.0 -1138.0

V2 0.00993 15.8 -1230

V3 0.01032 22.7 -1377


vortice per l'aspirazione di liquido con mesh nuova per il modello V0

Si nota che è ancora presente una certa discordanza tra questi risultati sempre per lo stesso motivo

precedente, ovvero che il valore di depressione fornito dal modello V0 non risulta coerente con il valore

fornito dal modello V3.

Risulta necessario quindi approfondire quale sia il motivo di queste discordanze, risulta necessario

quindi capire quale sia il valore di depressione minimo che permette l’aspirazione di liquido.

Nel capitolo seguente è riportata una stima di ciò.


73/121

5.5 Stima della depressione da generare per l’aspirazione di liquido

Il diffusore, come descritto precedentemente, crea una depressione in modo tale da poter aspirare

automaticamente il liquido disinfettante. Il circuito idraulico del macchinario che permette il trasporto del

liquido da un contenitore fino al diffusore è indicato come nella seguente figura (ci si riferisce al caso

con singolo condotto).

Figura 61: Condotto idraulico con singolo tubo

La depressione creata dal diffusore è quindi sufficientemente elevata in modo da vincere il salto di

pressione geodetico e le perdite di carico dovute al passaggio del liquido lungo le varie parti del

condotto.

In particolare, è possibile ricavare il valore di depressione necessario per l’aspirazione mediante

l’equazione di conservazione dell’energia lungo una linea di corrente scritta in termini di pressione.

𝑝1 + 𝛼1 · 𝜌 ·𝑈1

2

2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧1 = 𝑝2 + 𝛼2 · 𝜌 ·

𝑈22

2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧2 + ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠 [𝑃𝑎]

Dove:


𝑚3⁄ ]

𝑝1, 𝑝2 = 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑠𝑡𝑎𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑛𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑠𝑖𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 1 𝑒 2 [𝑃𝑎]

𝑈1, 𝑈2 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑛𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑠𝑖𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 1 𝑒 2 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝑧1, 𝑧2 = 𝑎𝑙𝑡𝑒𝑧𝑧𝑎 𝑔𝑒𝑜𝑑𝑒𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑖𝑛 𝑝𝑜𝑠𝑖𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 1 𝑒 2 [𝑚]

𝛼1, 𝛼2 = 𝑓𝑎𝑡𝑡𝑜𝑟𝑖 𝑑𝑖 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑑𝑒𝑙𝑙′𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑐𝑖𝑛𝑒𝑡𝑖𝑐𝑎:

𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑖 𝑎 2 𝑝𝑒𝑟 𝑓𝑙𝑢𝑠𝑠𝑖 𝑙𝑎𝑚𝑖𝑛𝑎𝑟𝑖, 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑖 𝑎 1.05 𝑝𝑒𝑟 𝑓𝑙𝑢𝑠𝑠𝑖 𝑡𝑢𝑟𝑏𝑜𝑙𝑒𝑛𝑡𝑖

𝑔 = 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑙𝑒𝑟𝑎𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑎𝑧𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙𝑒 = 9.81 [𝑚sec2⁄ ]

∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠 = 𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑡𝑒 𝑑𝑖 𝑐𝑎𝑟𝑖𝑐𝑜 [𝑃𝑎]

Per il caso in analisi risulta comodo collocare la posizione numero 1 sul pelo libero dell’acqua e la

posizione numero 2 sulla zona di uscita del liquido dal condotto in prossimità del centro del diffusore,

questo posizionamento permette di semplificare maggiormente l’equazione dell’energia.


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Figura 62: Posizioni 1 e 2

Nella posizione 1 la pressione del liquido è pari alla pressione atmosferica ed esso si trova ben

approssimativamente in quiete, quindi con velocità nulla. Questo ci permette di semplificare l’equazione

di conservazione dell’energia nel seguente modo:

𝑝1 + 𝛼1 · 𝜌 ·𝑈1

2

2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧1 = 𝑝2 + 𝛼2 · 𝜌 ·

𝑈22

2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧2 + ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠 [𝑃𝑎]

Dove:

𝑈1 = 0 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

𝑈2 = 0 [𝑚𝑠𝑒𝑐⁄ ]

Quindi:

𝑝1 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧1 = 𝑝2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧2 + ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠

Esplicitando i termini p2 e p1.

𝑝1 − 𝑝2 = 𝜌 · 𝑔 · 𝑧2 − 𝜌 · 𝑔 · 𝑧1 + ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠

Moltiplicando per -1:

𝑝2 − 𝑝1 = − 𝜌 · 𝑔 · 𝑧2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧1 − ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠

È possibile definire la differenza tra p2 e p1 come ∆𝑝.

𝑝2 − 𝑝1 = ∆𝑝

∆𝑝 = − 𝜌 · 𝑔 · 𝑧2 + 𝜌 · 𝑔 · 𝑧1 − ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠

Raccogliendo i termini comuni.

∆𝑝 = 𝜌 · 𝑔 · (𝑧1 − 𝑧2) − ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠


75/121

Figura 63: Differenza di quota geodetica per il condotto idraulico del nebulizzatore

Da quest’ultima relazione si nota che, correttamente, la depressione generata al centro del diffusore

deve essere sufficientemente grande per vincere il salto geodetico del liquido più le perdite di carico del

liquido che scorre nel condotto.

La depressione necessaria per vincere il salto geodetico è possibile calcolarla considerando il setup del

macchinario durante gli studi sperimentali, per eseguire il calcolo è solo necessario conoscere le

seguenti informazioni:

Quota geodetica tra il punto di sfocio del liquido nel diffusore e la parete piana su cui il diffusore

appoggia.

Altezza del liquido al momento dell’aspirazione rispetto alla parete piana su cui poggia il

diffusore.

Dai dati sperimentali forniti si conosce il valore della massa di acqua contenuta nel contenitore (un

tradizionale becher) durante la prova di aspirazione, si conosce inoltre il valore del diametro del

contenitore utilizzato.

La massa di acqua contenuta corrisponde al prodotto tra il suo volume di spazio occupato per la sua

densità.

𝑚𝑙 = 𝑉𝑙 · 𝜌𝑙 [𝑘𝑔]

Dove:

𝑚𝑙 = 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑑𝑖 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑘𝑔]

𝑉𝑙 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑜𝑐𝑐𝑢𝑝𝑎𝑡𝑜 𝑑𝑎𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑚3]


𝑚3⁄ ]

Il liquido è contenuto all’interno di un cilindro e la porzione di volume da lui occupato si calcola nel

seguente modo:

𝑉𝑙 = 𝐴𝑡 · ℎ𝑙 [𝑚3]

Dove:

ℎ𝑙 = 𝑎𝑙𝑡𝑒𝑧𝑧𝑎 𝑟𝑎𝑔𝑔𝑖𝑢𝑛𝑡𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 [𝑚]


76/121

𝐴𝑡 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑙𝑖𝑛𝑑𝑟𝑜 = 𝜋 · (𝑑𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟)2

4 [𝑚2]

𝑑𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟 = 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑒𝑛𝑖𝑡𝑜𝑟𝑒 (𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟) [𝑚]

Quindi la massa d’acqua contenuta nel recipiente è calcolabile nel seguente modo:

𝑚𝑙 = 𝐴𝑡 · ℎ𝑙 · 𝜌𝑙 =𝜋 · (𝑑𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟)2

4· ℎ𝑙 · 𝜌𝑙 [𝑘𝑔]

Il diametro del contenitore viene misurato con un classico calibro digitale è ha un valore pari a 90 mm.

𝑑𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟 = 0.09 𝑚

L’altezza del liquido raggiunta all’interno del becher è calcolabile quindi invertendo l’equazione relativa

alla massa di liquido in esso contenuta.

ℎ𝑙 = 𝑚𝑙

𝜋·(𝑑𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟)2

4· 𝜌𝑙

Il liquido contenuto è acqua la cui densità a 295 K (temperatura presente durante i test sperimentali) è

pari a circa 998 kg/m3.

𝜌𝑙 = 998 [𝑘𝑔

𝑚3⁄ ]

La massa di acqua contenuta viene estrapolata dai dati sperimentali precedentemente ottenuti

dall’istituto MEMTi e fanno riferimento agli esperimenti eseguiti con il macchinario nebulizzatore

configurato con un singolo condotto d’aspirazione.

In particolare, la massa di liquido utilizzata per la stima della colonna d’acqua all’interno del becher sarà

pari alla media della massa di liquido contenuta in esso all’inizio di ogni prova sperimentale. Così

facendo si otterrà il valore massimo medio che il liquido ha all’inizio della sua aspirazione, come risultato

si otterrà il valore minimo medio di depressione necessario per l’aspirazione.

In seguito, è riportato un estratto dei risultati sperimentali ottenuti precedentemente dall’Istituto MEMTi

con configurazione del nebulizzatore a singolo condotto idraulico e con diametro del diaframma pari a

0.522 mm.

Diametro diaframma

[mm] Misura

Massa iniziale [g]

Massa finale [g]

Δ Massa Tempo [s] Portata massica

[g/s] Massa iniziale

media

0.522

1 1178.1 1112.2 65.9 187.84 0.3508

1182.6

2 1183.7 1114.9 68.8 195.08 0.3527

3 1182 1111 71 202.46 0.3507

4 1182.4 1113.5 68.9 195.29 0.3528

5 1186.6 1114.6 72 203.13 0.3545 Tabella 18: Dati sperimentali dell’aspirazione di liquido per il modello di diffusore V0 con

diaframma 0.522 mm

La media tra i valori di massa all’inizio delle prove equivale approssimativamente a:

𝑚𝑙 = 1.183 [𝑘𝑔]

L’altezza raggiunta dal liquido nel becher equivale quindi a:


77/121

ℎ𝑙 = 𝑚𝑙

𝜋·(𝑑𝑏𝑒𝑘𝑒𝑟)2

4· 𝜌𝑙

=1.1826

𝜋·0.092

4· 998

= 0.186 𝑚

La quota z1 indicata nella figura 63 è la somma tra il livello raggiunto del liquido e il valore dello spessore

del fondo del becher, quest’ultimo valore viene stimato a circa 5 mm.

Quindi la quota z1 equivale a:

𝑧1 = ℎ𝑙 + 𝑠𝑝𝑒𝑠𝑠𝑜𝑟𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑜𝑛𝑑𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑏𝑒𝑐ℎ𝑒𝑟 = 0.186 + 0.005 = 0.191 𝑚

La quota z2 corrispondente all’altezza tra la base di appoggio del macchinario e il punto di sfocio del

liquido disinfettante all’interno del diffusore, viene misurata tramite un metro a nastro ed equivale a:

𝑧2 ≃ 0.45 𝑚

Quindi la depressione necessaria per l’aspirazione di liquido equivale a:

∆𝑝 = 𝜌 · 𝑔 · (𝑧1 − 𝑧2) − ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠 = 998 · 9.81 · (0.191 − 0.45) − ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠 ≃ −2536 − ∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠 [𝑃𝑎]

Si afferma quindi che il valore minimo di depressione necessaria per l’aspirazione di liquido (alle

condizioni delle sperimentazioni) equivale a circa 2536 Pascal.

Questo valore di depressione è necessario solo per vincere il salto geodetico che permetterebbe

l’aspirazione di liquido con un valore di portata molto basso, teoricamente vicino a zero.

Per poter aspirare una certa quantità di liquido è inoltre necessario vincere le perdite di carico lungo il

condotto (∆𝑝𝑙𝑜𝑠𝑠).


78/121

5.6 Confronto risultati

In seguito, è nuovamente riportato il risultato della simulazione relativa al modello V0 riguardante la

depressione generata sulla parete del dominio computazionale tecnicamente interfacciata con liquido

aspirato con l’aggiunta del confronto con il valore di depressione minimo per l’aspirazione calcolato

precedentemente.

Si deve prestare attenzione però al fatto che la portata di aria impostata per la simulazione del modello

V0 è stata misurata sperimentalmente in un momento differente rispetto alla misura della portata di

liquido con configurazione del macchinario a singolo condotto d’aspirazione. Il parametro che può

cambiare è la portata di aria, ma nonostante ciò la variazione della sua densità tra le 2 differenti

condizioni di laboratorio possono considerarsi come trascurabili e quindi è possibile considerare tale

portata d’aria per entrambi gli studi sperimentali per il modello V0.

SI ricorda che l’unico diffusore che è stato testato con setup a singolo condotto risulta essere il diffusore V0



aria [kg/sec] Δp aspirazione liquido

[Pa] Δp minimo teorico [Pa]

V0 0.00958 -1575 -2536

V1 0.00670 -1138.0 /

V2 0.00993 -1230 /

V3 0.01032 -1377 /

Tabella 19: Confronto dei risultati con il valore depressione minimo per l’aspirazione di liquido

del diffusore V0

. Si osserva che, a livello di simulazione, nessun diffusore simulato genera una depressione sufficientemente alta per l’aspirazione di liquido, relativamente alle condizioni di laboratorio e al setup della macchina al momento delle sperimentazioni. Tale discordanza può essere associata a:

Errore della simulazione.

Dati sperimentali errati relativi alla portata di aria elaborata. Per il primo caso, l’errore può essere associato a una cattiva discretizzazione del dominio computazionale per tutti e 4 gli ugelli simulati. Si procede quindi a valutare mesh con taglia degli elementi differenti per capire se ciò è la problematica delle simulazioni. Per questioni di tempo, dato il tempo computazionale delle simulazioni, tale analisi si esegue solo su una geometria, in particolare sulla geometria V2. In seguito, sono riportati i risultati della mesh originale del modello V2 messa a confronto con altre due discretizzazioni aventi taglia degli elementi differenti.


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Grandezza osservata Mesh più fitta Mesh originale V2 Differenza percentuale [%]

Δp aspirazione liquido [Pa] -1030 -1274 19.2

Δp inlet aria [Pa] 2173 2461 11.7

Velocita massima [Pa] 85.7 84.4 1.5

Y-plus condotti 25-30 40-45

Numero elementi circa 4 milioni circa 1.6 milioni

Tabella 20: Confronto tra risultati di 2 mesh differenti del modello V2 (mesh più fitta)

Grandezza osservata Mesh originale V2 Mesh meno fitta Differenza percentuale [%]

Δp aspirazione liquido [Pa] -1274 -1212 5.1

Δp inlet aria [Pa] 2461 2489 1.1

Velocita massima [Pa] 84.4 85.6 1.4

Y-plus condotti 40-45 55

Numero elementi circa 1.6 milioni circa 600 mila

Tabella 21: Confronto tra risultati di 2 mesh differenti del modello V2 (mesh meno fitta)

Si nota che le uniche grandezze che subiscono un’importante variazione sono quelle legate alla depressione generata e alla perdita di carico creata dal modello. Un’importante variazione nei valori si ha appunto per il valore della depressione creata dal moto vorticoso, si evince però che la mesh con più elementi fornisce un risultato maggiormente sbagliato, infatti tale valore si abbassa (in valore assoluto) invece che aumentare verso un valore più realistico. Tale errore potrebbe essere relativo al metodo per la risoluzione dello strato limite a parete legato a sua volta al tipo di modello numerico utilizzato per la simulazione. Al fine di capire ciò e stato utilizzato un modello di tipo K-ω con sotto-modello di tipo SST, ma ciò non ha prodotto risultati, ovvero i residui non scendevano sotto di un valore accettabile e le grandezze fisiche fluttuavano troppo tra le varie iterazioni senza arrivare ad alcun tipo di convergenza.

Figura 64: Mesh del modello V2 meno fitta (600

mila elementi) Figura 65: Mesh del modello V2 più fitta (4 milioni

di elementi)


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6 Analisi del campo di moto In questa capitolo si analizza il campo di moto del flusso generato all’interno del condotto d’uscita del

diffusore e attraverso i suoi condotti interni.

Come prima analisi si osserva come varia la velocità sul piano corrispondente all’asse dei condotti

interni del diffusore.

Figura 66: Sezione sui condotti interni del diffusore

Il diffusore V3 presenta però dei condotti inclinati che quindi non permetterebbero la creazione di un

piano unico per tutti e 4 i suoi condotti interni, si procede quindi con il creare un piano intermedio tra il

centro della sezione d’ingresso e quella d’uscita del condotto interno.

Figura 67: Sezione sui condotti interni del diffusore tipo V3

I contour seguenti sono stati eseguiti sommando vettorialmente la velocita del vettore x e vettore y.

Essi sono i vettori radiali alla direzione del tubo presente tra diffusore e ventola che ha come vettore

assiale l’asse z. Il vettore x rappresenta la direzione di 2 condotti interni del diffusore e lo stesso vale

per il vettore y.

La somma vettoriale è la seguente:

𝑎𝑏𝑠 𝑥 + 𝑦 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡𝑦 = √(𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡𝑎𝑥)2 + (𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑡à𝑦)2


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Figura 68: Visualizzazione del dominio computazionale in Fluent

Questa somma vettoriale permette di avere il valore assoluto della somma tra velocità radiali e

tangenziali del flusso, in modo da non considerare la spinta assiale del flusso lungo la direzione z.

Diffusore V0 Diffusore V1



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Osservazioni:

Da queste immagini si nota come il flusso acceleri non appena esso si immette nella camera di swirl,

ciò è dovuto al fatto che ogni singolo flusso che esce da un condotto interno del diffusore entra nella

camera di swirl e successivamente impatta contro il flusso uscente dal condotto adiacente.

Figura 71: Pathlines di velocità del flusso che esce dai condotti del diffusore tipo V0

Questo comportamento fa sì che il flusso uscente dai condotti sia costretto a passare attraverso un’area

più ristretta comportandone così un aumento di velocità.

Dalle immagini si nota come la geometria V0 abbia un contour di velocità abbastanza uniforme attorno

alla zona centrale della camera di swirl, lo zona di colore rosso tende quasi a formare un anello attorno

all’asse in cui si generano gli swirl.


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Ciò non avviene per la geometria V1 probabilmente perché la forma conica permette al flusso di

raggiungere una velocità troppo elevata che crea degli urti troppo importanti tra i vari flussi uscenti dai

4 condotti.

Inoltre, si nota che i condotti interni del diffusore V1 non sono tangenziali alla geometria della camera

di swirl quanto lo sono i condotti degli altri ugelli. Questo fa sì che il flusso faccia più fatica ad effettuare

gli swirl, infatti è il diffusore che crea meno depressione al suo centro perché appunto il flusso ha più

difficolta nel creare il vortice che, a sua volta, genera la depressione.

L’immagine seguente mostra la differenza tra la geometria V1 e V0, con una linea tratteggiata rossa si

mettono in evidenza le direzioni delle pareti dei condotti interni di questi diffusori.

Figura 72: Particolarità del diffusore V1 a confronto con il diffusore V0

Da notare inoltre i valori di velocità presenti vicino alle pareti del diffusore V1, di seguito è riportata una

immagine con zoom sulla zona interessata. La parte di dominio che non risulta colorata è perché i relativi

valori risultano fuori dalla scala di misura settata, questo settaggio è stato eseguito per visualizzare

meglio la parte che si desidera osservare.

Figura 73: Contour di velocità nei condotti del diffusore V1


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Dall’immagine si nota che il flusso subisce come uno “scalino” di velocità a circa metà del condotto.

Inoltre, tale gradino ha un gradiente negativo, ovvero, la velocità in quel punto diminuisce.

Questo comportamento non è molto corretto in quanto in una sezione conica, come quella dei condotti

interni del diffusore V1, il flusso dovrebbe mantenere un gradiente di velocità positivo aumentando così

la sua velocità.

Una volta superato, il gradino il flusso torna infatti ad accelerare fino ad uscire dal condotto. Sembra

quindi un effetto puntuale di poco significato fisico ma più che altro un effetto dovuto probabilmente alla

discretizzazione del dominio computazionale.

Infatti, se osserviamo i valori di “Yplus” nella stessa zona si nota anche un gradino simile al precedente

contour di velocità.

Figura 74: Contuor "wall Yplus" dei condotti interni del diffusore V1

Si nota inoltre che questo gradino avviene sulla zona di unione tra una mesh strutturata avente elementi

di tipo “quad” e una mesh non strutturata avente elementi tetraedrici.

Questa giunzione porta i valori di Yplus delle celle di quella zona a valori piuttosto differenti tra di loro,

il che può portare il risolutore a risolvere lo strato limite utilizzando differenti metodi che non risultano

sufficientemente simili tra di loro, specialmente in vicinanza dei loro limiti di applicazione.

Questo “gradino” si verifica anche per i valori di Yplus del modello V3.


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Figura 75: Contour "wall Ypus" dei condotti del diffusore V3

Ma nonostante ciò, per il modello V3 non si verificano salti di velocità all’interno del condotto quindi

sembra che questo non provochi particolari problemi.

Questi fenomeni vanno probabilmente ad inficiare su quella che è la risoluzione dello strato limite del

flusso che attraversa il condotto interno del diffusore, sfalsando quella che potrebbe essere la

distribuzione di velocità del flusso all’uscita del condotto e in entrata alla camera di swirl, creando un

vortice non perfettamente realistico con conseguente errore sul valore di depressione centrale.


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Un’analisi più completa può essere fornita osservando i vettori di velocità colorati in base al modulo

della loro velocità totale (considerando tutte le direzioni).

La freccia del vettore indica la direzione del flusso in quel punto.

In seguito, sono riportati i vettori di velocità del flusso attraverso i condotti interni del diffusore.


( a)

( b)

Diffusore V2

Diffusore V3

( c)

( d)

Figura 76: Vettori di velocità all'interno dei condotti interni dei vari diffusori

Dalle immagini dei vettori di velocità si nota principalmente che nel diffusore V0 si crea una zona

importante di ricircolo.

Questa zona di ricircolo non è presente nel modello V2 perché esso ha importanti differenze

geometriche rispetto agli altri diffusori dato che nel suo condotto interno è presente una curva a gomito.

Infatti, la zona di ricircolo che si crea in questo diffusore non è presente sul piano visualizzato.


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Nei modelli V1 e V3 questa zona è molto limitata, quasi inesistente, questo perché è presente un raggio

di invito all’ingresso del condotto che non risulta presente nel diffusore V0.

La non presenza del raccordo crea una zona di ricircolo che fa aumentare le perdite di carico, ma

sembra un effetto positivo, infatti il flusso entra nella camera di swirl con una direzione più favorevole

per creare il moto vorticoso.

Figura 77: Vettori di velocità condotto diffusore V0

Avere un flusso già indirizzato per il vortice permette di avere un vortice più armonioso riducendo gli

impatti tra i vari flussi uscenti dai condotti e avere così una perdita di carico minore per l’ingresso del

flusso nella camera di swirl. Ovviamente la zona di ricircolo presente all’interno del condotto crea una

perdita di carico maggiore, tale zona di ricircolo sembra però efficacie per indirizzare meglio il flusso nel

vortice

È importante sottolineare però che il risolutore potrebbe risolvere in modo approssimativo quello che

risulta essere un distacco di vena fluida come quello presente nel diffusore V0, tale errore potrebbe

influenzare il comportamento del flusso e il relativo valore di depressione generato dal flusso vorticoso.

Flusso indirizzato per

il moto vorticoso


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6.1.1 Distribuzione di velocità nei condotti interni al diffusore

In questo caso si esegue un contour di velocità sulla sezione indicata come nel seguente disegno.

Figura 78: Piano creato per visualizzare le velocità all'interno dei condotti interni del diffusore

Il piano creato è costruito su 2 vettori: il primo è il vettore relativo alla direzione assiale del condotto

d’entrata del fluido (asse z), il secondo vettore è quello relativo alla direzione assiale di un condotto

interno del diffusore che giunge nella camera di swirl (asse y nel caso della figura sovrastante). Il punto

di appoggio del piano è posizionato sull’asse del condotto d’entrata.

Con questo piano si può vedere il campo di velocità del flusso che attraversa un condotto interno del

diffusore sulla sua parte centrale.

Anche in questo caso i campi di velocità sono colorati in base al modulo della somma vettoriale delle

velocità tangenziali e radiali rispetto alla camera di swirl cilindrica.

𝑎𝑏𝑠 𝑥 + 𝑦 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡𝑦 = √(𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡𝑎𝑥)2 + (𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑡à𝑦)2


( a)

( b)


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Diffusore V2

Diffusore V3

( c)

( d)

Figura 79: Contour di velocità dei vari diffusori sul piano creato tra l’asse di un condotto

interno e l’asse del condotto principale

Osservazioni:

Inoltre, si nota che nel diffusore V2 c’è una zona, in vicinanza della curva a gomito a 90°, in cui la

velocità risulta piuttosto bassa. Ciò è causato da un distacco di vena fluida che si verifica poco dopo la

curva a 90° presente a circa metà del condotto interno del diffusore.

Figura 80: Pathlines di velocità sul distacco di vena fluida nella geometria del diffusore V2


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Figura 81: Vettori di velocità del diffusore V2 sulla curva a gomito

Da questa immagine si nota come il flusso d’aria non riesce a seguire perfettamente il profilo del

condotto. Sulla curva a 90° il flusso ha una certa tendenza a proseguire dritto, il che provoca un distacco

di vena creando ricircoli e abbassando drasticamente la velocità del fluido in quella zona.


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Per un maggior confronto si analizzano i vettori di velocità per tutte le geometrie sulla sezione in

questione. Le immagini successive rappresentano i vettori di velocità colorati in base al valore del

modulo della velocità complessiva del flusso in quella zona.


(a)

(b)

Diffusore V2

Diffusore V3

(c)

(d)

Figura 82: Vettori di velocità nei condotti dei vari diffusori


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Anche in questo caso nel diffusore V0 si crea una piccola zona in cui il flusso tenda a staccarsi dalla

parete, ma successivamente il flusso si reindirizza uscendo praticamente tangenziale alla camera di

swirl e quindi non provocando particolari problemi per la generazione del moto vorticoso.

Nei diffusori V1 e V3 si nota invece che il flusso risulta ben aderente alla parete, ciò è dovuto ancora

alla presenza del raggio di invito.

Si ritiene che nel modello V2 la depressione risulta minore rispetto ai modelli V0 e V3 perché parte del

flusso che dovrebbe partecipare alla creazione del vortice non entra in modo tangenziale alla camera

di swirl ma bensì entra con una non indifferente spinta assiale il che provoca un vortice meno intenso

con conseguente minore depressione.

Figura 83: Vettori d velocità del diffusore V2


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6.1.2 Campi di pressione sezione condotto interno


( a)

( b)


( c)

( d)

Figura 84: Campi di pressione diffusori piano zx

Dai contour di pressione statica dei vari diffusori si nota che, correttamente, la parte di condotto

precedente al diffusore è sottoposta a una pressione positiva molto simile alla pressione statica letta

sulla sezione di inlet del dominio computazionale. Questo significa che la perdita di carico del sistema

è principalmente dovuta alla presenza del diffusore.

Successivamente il flusso entra nel condotto interno del diffusore convertendo parte dell’energia di

pressione in energia cinetica permettendogli così di aumentare la sua velocità.


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Sul piano in questione, che taglia a metà uno dei condotti interni del diffusore, si nota ulteriormente il

distacco del flusso sulla curva a gomito del diffusore V2. Questa zona è infatti colorata di azzurro,

rappresentativo di una pressione negativa, il che conferma tale comportamento.

Nel diffusore V1 si nota come la zona con il gradiente di pressione (da pressione massima a pressione

atmosferica) sia localizzata solo in una piccola parte, ovvero in vicinanza del punto di sfocio dell’aria

all’interno della camera di swirl. Ciò è dovuto alla sua sezione conica che permette un mantenimento

migliore della pressione all’interno del condotto limitando zone di ricircolo e perdite di carico da esse

derivanti.

Nel diffusore V3 si vede invece che la variazione di pressione all’interno del condotto del diffusore risulti

piuttosto uniforme, permettendo al flusso di aumentare gradualmente la sua velocità.


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È possibile analizzare anche il contour di velocità del flusso proprio sulla superficie di uscita del flusso

dai condotti interni del diffusore. Nell’immagine seguente è meglio raffigurato.

Figura 85: Superficie d'uscita del flusso dal condotto interno del diffusore

I risultati sono raccolti nella seguente tabella.


(a)

( b)


( c)

( d)

Figura 86: Contour di velocità sulla superfcie d'uscita del flusso dal condotto interno del

diffusore

Osservazioni:


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Dalle immagini si nota che la velocità non risulta ben uniforme in nessuno dei 4 ugelli. Questo è dovuto

al fatto che (come detto precedentemente) l’uscita di aria da un condotto va praticamente a impattare

sul getto di aria uscente del condotto interno adiacente creando un aumento di velocità.

Si nota che, a livello qualitativo, l’ugello con l’uscita d’aria più uniforme è l’ugello V1. Questo è

principalmente dovuto al fatto che i condotti sono a forma conica e l’area d’uscita è minore rispetto agli

altri diffusori. Il cono permette di accelerare il flusso d’aria che vi scorre al suo interno, infatti i valori di

velocità sono i più elevati considerando anche il fatto che la portata d’aria è inferiore. Tutti questi fattori

fanno sì che il flusso d’aria in uscita dai condotti risenta in maniera minore l’influenza dei condotti

adiacenti.

Per quanto riguarda la geometria V2, si nota anche qui la zona in cui avviene il distacco di vena fluida

del flusso (zona di colore azzurro) dovuto alla presenza della curva a 90° nel condotto interno del

diffusore.


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6.2 Yplus condotti interni


( a)

( b)


( c)

( d)

Figura 87: Yplus nei condotti dei vari diffusori

Dalle immagini relative ai contour di Yplus si nota che, come detto precedentemente, nei condotti V1 e

V3 è presente una sorta di ‘salto ‘ tra i valori di Yplus a cavallo tra la zona con mesh tetraedrica e con

mesh con elementi di tipo ‘quad’. Questo non si verifica per le celle dei condotti dei diffusori dei modelli

V0 e V2, o meglio, nel modello V2 si vede una piccola flessione del valore di Yplus dopo la curva a

gomito. Questo comportamento è però plausibile in quanto si è constatato che in quella zona avviene

un distacco di vena, ciò comporta un abbassamento delle velocità del flusso che abbassa il valore di

Yplus delle celle in quel punto.


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6.3 Considerazioni sulle attendibilità dei modelli

Dalle analisi eseguite si possono eseguire le seguenti considerazioni riguardanti l’attendibilità dei

modelli.

Per questioni di comodità sono nuovamente riportati i risultati finali analizzati delle simulazioni eseguite.


Diffusore Portata

massica aria [kg/sec]

Portata liquido

aspirato [ml/min]



Numero di swirl

Δp inlet [Pa]

V0 (2) 0.00958 20.9 -1575 89.3 0.95 4105

V1 0.00670 0.0 -1138.0 101 0.81 4648

V2 0.00993 15.8 -1230 84.4 0.86 2379

V3 0.01032 22.7 -1377 76 0.46 2215

Tabella 22: Risultati complessivi dei vari diffusori con mesh nuova per il modello V0

Nonostante i risultati del modello V0 non risultino conformi con i risultati degli altri 3 modelli,

relativamente al valore di depressione generata e alla portata di liquido sperimentale, non ci sono

sufficienti argomentazioni per affermare che il modello presenta un errore maggiore. Si ricorda che a

livello teorico, in una specifica condizione ambientale e di setup macchinario, la depressione necessario

per l’aspirazione di liquido era pari a circa 2500 Pa. Ciò significa che tutti i modelli simulati sono afflitti

da un errore.

Inoltre, il valore di depressione del diffusore V0 è quello che più si avvicina al valore corretto teorico.

Tale errore potrebbe nascere dal metodo di risoluzione dello strato limite a parete, esso potrebbe essere

maggiore in 2 casi, per il diffusore V1 e il diffusore V3.

Si ritiene ciò in quanto avere dei salti di Yplus tra una cella e l’altra può portare a errori o approssimazioni

troppo lontane dalla realtà e che quindi compromettono i risultati della simulazione fluidodinamica.

In conclusione, si ritiene quindi che i modelli maggiormente errati rispetto ai risultati degli altri modelli

possano essere i modelli V1 e V3.

L’errore potrebbe essere anche enfatizzato dal fatto che la parte smussata iniziale del condotto interno

del diffusore è realizzata con una mesh tetraedrica che presenta quindi una qualità più scarsa rispetto

alle altre celle strutturate. Sono stati usati elementi tetraetrici per quella zona perché purtroppo la

presenza dello smusso rende maggiormente difficile la realizzazione di una mesh con elementi tipo

quad con una qualità accettabile.

L’errore sul modello V1 si potrebbe anche non considerare in quanto si sa che durante i test non ha

reso possibile l’aspirazione di liquido e che tra tutti i risultati è correttamente quello con meno

performance, risulta quindi coerente con i risultati delle altre simulazioni.

Per l’errore sul modello V3 invece, il valore di depressione dovrebbe esse leggermente più alto del

valore prodotto dal diffusore V0. La differenza di portata di liquido è però molto piccola, quindi anche la

differenza di pressione generata dovrebbe essere altrettanto piccola. Tale differenza risulta essere

vicina al 9%, ed è fattibile che l’errore del risolutore sia altrettanto grande sfalsando così i risultati.


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7 Considerazioni finali sulle diverse geometrie Dalle diverse analisi eseguite si possono trarre le seguenti considerazioni.

Il diffusore V1 crea una depressione molto bassa, non sufficiente all’aspirazione per 2 motivi principali:

I condotti interni non hanno una direzione corretta per indirizzare sufficientemente bene il flusso

nel vortice.

La perdita di carico dovuta ad esso gioca un ruolo importante e limita quella che è la portata di

aria in modo piuttosto importante il che provoca un vortice non abbastanza forte da creare una

buona depressione per l’aspirazione di liquido.

Il diffusore V2 invece ha le seguenti criticità:

Il condotto interno, con curva a gomito di 90 gradi, ha una lunghezza troppo corta che non

permette al flusso di indirizzarsi in modo corretto per la generazione del vortice con

conseguente valore di depressione più basso rispetto ai casi V0 e V3.

Il distacco di vena fluida creato dalla curva a gomito crea delle perdite di carico che si

ripercuotono sulla portata di aria aspirata dal nebulizzatore.

La geometria V3 ha molteplici vantaggi tra cui:

Il flusso segue la direzione del condotto del diffusore.

L’inclinazione del suo condotto interno permette di avere una perdita di carico minore in quanto

il flusso deve cambiare in maniera minore la sua direzione. Ciò comporta una portata di aria

maggiore, che crea un vortice più denso e con conseguente maggior depressione al suo centro.

L’inclinazione dei condotti permette inoltre di avere una penetrazione assiale del getto maggiore

(numero di swirl minore), ciò comporta che alle gocce viene fornita una spinta assiale maggiore

permettendogli così di raggiungere zone del locale trattato più lontane rispetto al diffusore lungo

la direzione assiale dello spray.

La velocità del flusso raggiunta nella camera di swirl risulta minore rispetto a quella del modello

V0, che teoricamente comporta una dimensione finale delle gocce prodotte sensibilmente

maggiore.

La geometria originale (V0) ha le seguenti caratteristiche:

Buona depressione generata al centro del vortice.

Velocità massima del flusso all’interno della camera di swirl maggiore rispetto al diffusore V3.

Il distacco di vena che si crea all’interno dei suoi condotti interni crea una maggiore perdita di

carico, ma sembra indirizzare maggiormente il flusso secondo la direzione tangenziale del moto

vorticoso creato nella camera di swirl.


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7.1 Stima delle dimensioni delle gocce prodotte dai vari nebulizzatori

Nel capitolo relativo al processo di nebulizzazione e allo stato dell’arte dei nebulizzatori sono state

trovate alcune correlazioni semi-empiriche e sperimentali che permettono di stimare la dimensione

finale delle gocce del nebulizzato.

In questo capitolo utilizzeremo quelle correlazioni per valutare se risultano idonee per stimare la

grandezza delle gocce anche per questo particolare tipo di ugello nebulizzatore.

Per comodità vengono riportate in seguito tutte le equazioni utilizzate.

(Equazione N°1) 𝐷0 ≤ 𝑊𝑒𝑐𝑟𝑖𝑡 ∙ 𝜎

𝜌𝑔 ∙ (∆𝑈)2 [5]

(Equazione N°2) 𝐷32 = 6.2 · 𝐷0 · 𝑂ℎ0.5 · 𝑊𝑒−0.25 [6]

(Equazione N°3) 𝐷32 = 1.5 · 𝐷0 · 𝑂ℎ0.2 · (1 + 1.7 · 𝑂ℎ1.4

𝑊𝑒)

0.25

[7]

(Eq. N°4) 𝑑 = 0.585 · (

𝜎

𝜌𝑙 · ∆𝑈2)

0.5

· 53 · (𝜇𝑙

2

𝜎 · 𝜌𝑙

)

0.225

· (𝑚𝑙

𝑚𝑔)

1.5

[𝑚𝑚]

[14]

(Eq. N°5) 𝑑32 = 0.95 · ((𝜎 · 𝑚𝑙 )0.33

𝜌𝑙0.37 · 𝜌𝑔

0.3 · 𝑈𝑔

) · (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔)

1.7

+ 0.13 · (𝜇𝑙

2 · 𝑑0

𝜎 · 𝜌𝑙

)

0.5

· (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔)

1.7

[𝑚𝑚] [17]

(Eq. N°6) 𝑑32 = 0.48 · 𝑑0 · (𝜎

𝑑0 · 𝜌𝑔 · 𝑈𝑟

)

0.4

· (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔)

0.4

+ 0.15 · (𝜇𝑙

2 · 𝑑0

𝜎 · 𝜌𝑙

)

0.5

· (1 +𝑚𝑙

𝑚𝑔) [𝑚𝑚]

[18]

La prima equazione riportata rappresenta il diametro massimo che può avere una goccia investita da un flusso di aria avente velocità relativa rispetto alla goccia pari a ΔU. La seconda e la terza equazione fanno riferimento a una nebulizzazione tra un gas e un liquido in maniera generale. La quarta formula, invece, è specifica per atomizzatori di tipo “air assisted” con processo di atomizzazione svolto nell’ambiente esterno e non all’interno di una camera. La quinta e sesta formula fanno anche queste riferimento a un particolare tipo di ugello nebulizzatore, ovvero quello che viene chiamato “air blast atomizer” Per una possibile stima del diametro delle gocce serve innanzitutto stimare alcune grandezze. La sostanza da nebulizzare nel nostro caso è una miscela acquosa di perossido di idrogeno (comunemente chiamata acqua ossigenata), per le proprietà fisiche di tale sostanza si prendono come riferimento le proprietà dell’acqua in quanto le reali proprietà di questa particolare sostanza non si


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conoscono nello specifico. Si ritiene che assumere per tale scopo le proprietà dell’acqua possa essere una buona approssimazione. Per il calcolo si necessita anche del valore relativo alla differenza di velocità tra liquido e gas, tale valore viene stimato pari al valore della velocità massima del flusso d’aria che scorre nella camera di swirl del diffusore. Praticamente la goccia liquida viene considerata ferma.

∆𝑈 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑡à 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑚𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑠𝑠𝑜 𝑑′𝑎𝑟𝑖𝑎 𝑎𝑙𝑙′𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒𝑙𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑚𝑒𝑟𝑎 𝑑𝑖 𝑠𝑤𝑖𝑟𝑙 L’ultima assunzione va eseguita a riguardo del diametro iniziale della goccia che viene inizialmente investita dalla corrente d’aria. Il diametro di esso viene stimato a circa la dimensione della parte di condotto finale che il liquido attraversa prima immettersi nella camera di swirl e nebulizzarsi.

𝑑0 ≃ 1 𝑚𝑚 In alcune formule compare inoltre il valore della portata di liquido e per il diffusore tipo V1 si fissa questo valore alla portata di liquido del diffusore V0 anche se esso realmente non aspira liquido. In questo modo si vedrà l’influenza della velocità sulla dimensione delle gocce.

Diffusore Velocità massima

aria [m/sec] Portata liquido

[ml/min] Portata di aria

[kg/m^3] Dimensione massima gocce,

(Equazione N°1 [mm])

V0 89.3 20.9 0.00958 0.095

V1 101 20.9 0.0067 0.074

V2 84.4 15.8 0.00993 0.106

V3 76 22.7 0.01 0.13

Tabella 23: Stima delle dimensioni massime delle gocce

Diametro medio gocce [mm]

Diffusore Velocità

massima aria [m/sec]

Portata liquido

[ml/min]

Portata di aria

[kg/m^3] Eq. N°2

Eq. N°3

Eq. N°4

Eq. N°5 Eq. N°6

V0 89.3 20.9 0.00958 0.1 0.14 0.006 0.0026 7·10-5

V1 101 20.9 0.0067 0.1 0.134 0.01 0.002 6·10-5

V2 84.4 15.8 0.00993 0.11 0.147 0.004 0.0024 7·10-5

V3 76 22.7 0.01 0.115 0.155 0.006 0.0031 8·10-5

Tabella 24: Stima delle dimensioni medie delle gocce prodotte

Da alcuni dati forniti dal mandante del progetto si conosce che la dimensione delle gocce del modello di diffusore originale (modello V0) crea un nebulizzato con diametro delle gocce nell’ordine di qualche micron, circa 0.005 mm. Solo le equazioni numero 4 e 5 riescono a stimare abbastanza bene il diametro medio delle gocce del nebulizzato. Anche l’equazione numero 1 sembra funzionare, fornendo valori di diametro superiori al diametro medio reale delle gocce. Le altre equazioni (numero 2,3 e 6) risultano inadeguate per questo caso in analisi. Si ricorda che comunque questa è una stima eseguita con le proprietà fisiche dell’acqua, ma le differenze rispetto alla soluzione disinfettante non dovrebbero essere così elevate da creare errori pari a qualche ordine di grandezza come nel caso della equazione 2, 3 e 6. Per tal motivo si considerano quest’ultime correlazioni non adeguate a questo tipo di ugello nebulizzatore. La correlazione che nel complesso sembra più affidabile risulta essere la numero 5 in quanto maggiormente dipendente dalla differenza di velocità tra aria e liquido.


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8 Realizzazione della nuova geometria

8.1 Considerazioni per la progettazione

Le prestazioni del nebulizzatore possono essere migliorate sotto i seguenti aspetti:

Depressione generata dal vortice maggiore.

Velocità del flusso nella camera di swirl inferiore.

Perdita di carico minore.

La depressione al centro del vortice permette di aspirare una portata di liquido maggiore, una velocità

del flusso minore comporta un nebulizzato con gocce più grandi. Una perdita di carico minore significa

avere meno dissipazioni di energia e permette di avere una portata di aria maggiore che a sua volta

crea un vortice più forte con conseguente maggiore depressione all’aspirazione del liquido.

Sulla base delle conclusioni eseguite sulle precedenti geometrie di diffusori vengono esposte le seguenti

considerazioni:

Un miglioramento della geometria V2 è di difficile esecuzione in quanto l’ingombro di tale

geometria risulta importante e non risulta esserci il necessario spazio fisico sul nebulizzatore

per realizzare dei condotti con proporzioni diverse per limitare il distacco di vena creato sulla

curva a gomito.

La forma conica dei condotti interni crea troppa perdita di carico con conseguente scarsa portata

massica di aria che crea un vortice debole. Inoltre, il flusso aumenta notevolmente la sua

velocità non appena esce dal condotto.

L’inclinazione dei condotti con diametro costante risulta efficace in quanto ottiene una perdita

di carico minore, una velocità massima del flusso più bassa e una penetrazione del getto

migliore.

Si conclude quindi che l’inclinazione dei condotti porta il nebulizzatore ad avere prestazioni migliori su

ogni aspetto preso in considerazione.

Si ritiene però che anche la ‘non presenza del raccordo di invito’ all’inizio dei condotti interni del diffusore

V0 porta dei benefici per i motivi precedentemente descritti.

Una possibile geometria potrebbe essere quindi identica alla geometria V3 ma senza raggio di raccordo.

Tale soluzione risulta però essere piuttosto banale e porterebbe un incremento di prestazioni piuttosto

basse rispetto alle singole prestazioni dei diffusori V0 e V3.

Nonostante ciò si ritiene che è possibile simulare e analizzare almeno altre 2 opzioni:

Variare il numero dei condotti interni portandoli da 4 a 5 ad esempio.

Impiegare dei condotti interni del diffusore aventi sezione rettangolare invece che circolare.


103/121

Per il primo i benefici sarebbero i seguenti:

Perdita di carico minore, a parità di sezione per ogni condotto, con conseguente portata d’aria

maggiore e maggior depressione.

Vortice più armonioso limitando gli impatti tra i flussi uscenti tra i vari condotti adiacenti

riducendo ulteriormente le perdite di carico.

Il vantaggio della sezione rettangolare è che la sua forma dovrebbe guidare meglio il flusso nella

generazione del vortice, come accade nella sezione media al diffusore V0.

Quest’ultimo effetto si ha infatti solo al centro del condotto interno, quello che si vuole fare è quindi

portare questo effetto benefico su tutta una parte di condotto, in questo caso su tutto un lato del

quadrato.

Figura 88: Differenza tra condotto circolare e quadrato

L’aumento del numero di condotti dovrebbe portare a un valore di portata maggiore (minore perdita di

carico) il che crea un vortice più forte con conseguente maggior depressione.

Si prosegue quindi alla realizzazione di queste geometrie tramite software CAD per poi procedere alla

loro simulazione fluidodinamica come eseguito per le precedenti simulazioni.

Un’ulteriore considerazione va eseguita a riguardo della forma del diffusore successiva alla camera di

swirl. La geometria originale presenta una variazione di diametro netta senza smussi o raccordi, le 3

geometrie aggiuntive analizzate presentano invece una forma di condotto conica.


104/121

Figura 89: Confronto tra le 4 geometrie di diffusore per la parte relativa al condotto d'uscita

Si ritiene che la forma conica possa presentare uno svantaggio: le gocce di liquido nebulizzato

potrebbero infatti attaccarsi alla parete del condotto conico impedendo così la loro dispersione nell’aria

dell’ambiente in cui è alloggiato il nebulizzatore.

Si procede quindi nel realizzare una nuova geometria in cui la parte successiva alla camera di swirl

risulti identica a quella geometria V0.

Relativamente alla geometria della camera di swirl, tutti i 4 diffusori testati presentano la stessa forma

e dimensione. Non si è potuto quindi osservare in che modo le sue dimensioni possono influenzare il

processo.

Si procede quindi nel mantenere lo stesso diametro per la camera di swirl.

Per quanto riguarda la lunghezza assiale della camera di swirl, tutte le geometrie proposte hanno una

lunghezza molto simile a quella originale (al massimo la differenza è di 1.5 mm). Anche in questo caso

la lunghezza della camera non può essere troppo grande per evitare nuovamente che le gocce di liquido

prodotte si depositino sulle sue pareti solide.

8.2 Procedimento per la realizzazione delle nuove geometrie

Relativamente alle nuove geometrie proposte, si procede nel disegnare la parte interna di queste

geometrie direttamente all’interno del software Design Modeller, in modo che il modello sia direttamente

associato al software dedicato alla generazione della mesh.

Questo procedimento permette di eseguire eventuali cambiamenti sulla geometria in modo veloce.

Infatti, è possibile cambiare dei parametri come per esempio l’angolo d’inclinazione dei condotti o la loro

forma senza dover ricreare il modello con relativa suddivisone dei corpi e conseguente mesh da zero.

In questo modo, dopo un cambiamento di geometria, sarà necessario solo riassociare le eventuali

Named selection che il software utilizza per la generazione della griglia computazionale.

Una volta trovate le geometrie di diffusore che migliorano le prestazioni del macchinario si procederà

successivamente alla realizzazione del modello CAD relativo alla parte solida di esso partendo dalla

geometria della parte interna modellata col software Design Modeller.


105/121

8.3 Stima della portata d’aria in ingresso per le nuove geometrie

Dalle analisi eseguite risulta fondamentale il valore di portata di aria processata dal nebulizzatore in

quanto la depressione varia in modo importante al variare della portata. Per le precedenti simulazioni

tale valore era conosciuto sperimentalmente mentre in questo caso esso non si conosce, risulta quindi

necessario stimare in qualche modo il valore di portata massica da importare in inlet per l’esecuzione

delle simulazioni al fine di avere risultati il più possibile vicino a quelli che sarebbero i casi reali.

Per la stima della portata processata dal nebulizzatore si può plottare il grafico portata/ pressione fornito

dal compressore centrifugo (ventola) a partire dai dati dei diffusori precedenti.

Il valore di portata associato ai vari diffusori è ricavato dai dati sperimentali forniti mentre il valore di

pressione è ricavato dai dati delle simulazioni relativi alla pressione del fluido sulla sezione di inlet.


Diffusore Portata massica aria

[kg/sec] Potenza assorbita dal

motore [Watt]

Δp inlet aria [Pa]

Densità aria costante

V0 0.00958 928.6 4105

V1 0.00670 852.2 4648

V2 0.00993 916.0 2379

V3 0.01032 922.6 2215

Figura 90: Relazione tra portata d'aria sperimentale e pressione sulla sezione di inlet ricavata

dalle simulazioni


La curva tratteggiata rappresenta un’interpolazione con una curva di 3° grado in quanto si hanno a

disposizione solo 4 punti. Un’ulteriore approssimazione potrebbe essere rappresentata da una funzione

a tratti: regressione di tipo lineare all’interno dei 2 punti centrali, mantenendo la regressione di terzo

grado per i restanti 2 tratti del grafico.

0.000

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.008

0.009

0.010

0.011

2000 2250 2500 2750 3000 3250 3500 3750 4000 4250 4500 4750 5000

Po

rtat

a sp

erim

enta

le [

kg/m

3]



Portata inrelazione allaperdita dicarico

Poli. (Portatain relazionealla perditadi carico)


106/121


Quindi il valore di portata con relativo valore di pressione in inlet delle simulazioni fluidodinamiche delle

nuove geometrie dovrà trovarsi in prossimità della curva di interpolazione dei precedenti grafici.

Prima di arrivare ad avere il punto di lavoro nella corretta posizione è strettamente necessario eseguire

alcune simulazioni iterative per avvicinarsi il più possibile sulla curva portata /pressione del macchinario.

Per questioni di comodità e di utilità si riportano solo i risultati delle simulazioni in cui il punto

portata/pressione si posiziona nelle vicinanze della curva sopra spiegata in quanto maggiormente

attendibili.

0.000

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.008

0.009

0.010

0.011

2000 2250 2500 2750 3000 3250 3500 3750 4000 4250 4500 4750 5000

Po

rtat

a sp

erim

enta

le [

kg/m

3]



Portata inrelazione allaperdita dicarico

Poli. (Portatain relazionealla perditadi carico)


107/121

8.4 Nuove geometrie: V4 e V5

La prima geometria proposta presenta 4 diffusori a sezione quadrata inclinati.

La distanza tra l’asse del centro del condotto interno del diffusore è posizionata esattamente alla stessa

distanza del diffusore originale V0, per miglior chiarezza la quota descritta è anche riportata nella figura

sottostante.

Figura 91: Quota caratteristica della geometria V0

Il disegno della parte interna del diffusore V4 è visibile nella seguente figura.

Figura 84: Parte interna del diffusore V5 con 4 condotti inclinati a sezione rettangolare

L’area della sezione quadrata del condotto viene posta uguale all’area del condotto cilindrico del

diffusore originale. Il diametro del condotto interno originale è pari a 8 mm, quindi il lato del quadrato

equivale a:

𝑙 = √𝜋 ·𝑑2

4= √𝜋 ·

82

4= 7.09 𝑚𝑚 ≃ 7 𝑚𝑚

Per questa simulazione si impone una portata di aria in inlet pari alla media delle portate tra il modello

V0 e V3, questo perché si ritiene che la perdita di carico nel nuovo diffusore sarà compresa tra i valori

forniti dalle simulazioni di questi 2 modelli di diffusore.


108/121

Tale ipotesi è dovuta al fatto che l’area di passaggio è la medesima e i condotti sono inclinati di 8 gradi,

tale angolo risulta maggiore rispetto a quello dei condotti del diffusore originale che ha condotti

perpendicolare (0 gradi) ma minore di quello del diffusore V3 che ha condotti inclinati di 15 gradi.

La portata di aria impostata nel risolutore risulta quindi essere:

𝑃𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎𝑉4 =(𝑃𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎𝑉0 + 𝑃𝑜𝑟𝑡𝑎𝑡𝑎𝑉3)

2=

(0.00958 + 0.01032)

2= 0.00995 [𝑘𝑔/𝑠𝑒𝑐]

La seconda geometria proposta presenta 5 condotti a sezione rettangolare inclinati verso la direzione

d’uscita del flusso come per la geometria V3.

Tale geometria viene realizzata con una parete del condotto interno che risulta tangenziale alla parete

circolare della camera di swirl.

Figura 92: Geometria diffusore V4 con 5 condotti inclinati a sezione rettangolare

La portata di aria caratteristica di questo ugello viene rimediata tramite alcune iterazioni come

precedentemente descritto.

In seguito, sono riportati i risultati delle simulazioni di questi 2 nuovi modelli di diffusori a confronto con

i risultati dei precedenti modelli.

Simulazioni


[kg/sec]

Portata liquido aspirato [ml/min]



Numero swirl

Δp inlet aria [Pa]

V0 0.00958 20.9 -1575 89.3 0.95

V1 0.00670 0.0 -1138 101 0.81 4648

V2 0.00993 15.8 -1274 84.4 0.86 2461

V3 0.01032 22.7 -1377 76 0.46 2215

V4 0.0099 / -1656 87 0.9 3370

V5 0.00729 / -617 81.5 4604

Figura 93: Confronto risultati con nuove geometrie V4 e V5


109/121

Si osserva che il diffusore V4 risulta avere il valore di depressione più elevato di tutti, invece il

diffusore tipo V5 con 5 condotti presenta una depressione molto bassa, ancora minore rispetto al

diffusore V0,

Si ritiene quindi che il diffusore V4 sia quello che riscontrerebbe una portata di liquido maggiore

mentre il diffusore V5 non aspirerebbe liquido, come accade per l’ugello V1 a condotti conici.

A primo impatto si potrebbe affermare che i condotti a sezione quadrata possa quindi migliorare

l’aspirazione di liquido e che l’utilizzo di 5 condotti non porta a miglioramenti. Si ritiene però vera solo

la prima affermazione, infatti si associa la scarsa prestazione del diffusore con 5 condotti a 2 criticità:

La perdita di carico è elevata, il che comporta una bassa portata d’aria.

I condotti interni presentano una sezione troppo stretta rispetto alla lunghezza del condotto.

Questa geometria non permette l’indirizzamento corretto del flusso come accadeva per

diffusore V0.


diffusore


110/121


diffusore

Quest’ultimo comportamento risulta invece riuscito bene nel diffusore V4 con 4 condotti, portando così

a un miglioramento delle prestazioni. Tale miglioramento è anche dovuto alla portata d’aria aspirata che

a livello di simulazione risulta appunto superiore rispetto al diffusore V0.


diffusore

Nonostante le prestazioni del nebulizzatore V4 potrebbero già soddisfare in quanto migliora

l’aspirazione di liquido e ha una velocità del flusso nella camera di swirl leggermente più basso che

comporterebbe un nebulizzato con gocce leggermente più grandi, si ritiene che si possa ulteriormente

migliorare la performance del nebulizzatore.

A tal fine si procede con la realizzazione di altre nuove geometrie che verranno spiegate nel capitolo

successivo.

Flusso indirizzato per

il moto vorticoso


111/121

8.5 Nuove geometrie: V6, V7, V8 e V9

Ulteriori 4 geometrie vengono proposte e simulate.

La geometria denominata V6 presenta sempre condotti a sezione quadrata/rettangolare ma in questo

caso un lato del condotto viene inclinato. Tale geometria interna del diffusore è riportata nella tabella

successiva.

La geometria V7 risulta molto simile alla geometria V4, infatti i condotti sono a sezione rettangolare ma

la loro parete esterna viene portata ad essere tangenziale con la parete della camera di swirl.

In questo modo la portata di aria dovrebbe rimanere praticamente simile al quella del diffusore V4 ovvero

pari a 0.0099 kg/sec.

La geometria V8 risulta praticamente identica a quella del diffusore V4 se non per il fatto che i condotti

sono maggiormente inclinati.

La geometria V9 invece presenta 5 condotti identici per forma e posizionamento (rispetto alla camera

di swirl) al modello V4.

In seguito, è riportata una tabella riassuntiva delle varie geometrie proposte.

Geometria interna del diffusore Caratteristiche

Diffusore V6

Figura 97: Nuova geometria V6 (parte

interna)

4 condotti rettangolari a sezione convergente.

Inclinazione dei condotti: 8°.

Tabella 25: Riassunto caratteristiche geometria V6


112/121

Geometria interna del diffusore Caratteristiche

Diffusore V7


interna)

4 condotti a sezione quadrata con lato pari a 7

mm.

Parete esterna dei condotti interni tangente alla

parete della camera di swirl.

Inclinazione condotti: 8°.

Diffusore V8


interna)

4 condotti a sezione quadrata con lato 7 mm.

Condotti posizionati come nel diffusore originale

V0 (radialmente rispetto al centro della camera

di swirl).


Diffusore V9

Figura 100: Nuova geometria V9

(parte interna)

5 condotti a seziona quadrata con lato 7 mm.

Condotti posizionati come nel diffusore V0.


Tabella 26: Riassunto caratteristiche geometrie V7, V8 e V9


113/121

8.6 Stima della portata massima di aria impostata per la simulazione

Per le geometrie dalla V6 alla V9 comprese non è stato possibile eseguire le diverse iterazioni per

trovare il giusto punto di lavoro tra portata e perdita di carico, come eseguito per i diffusori V4 e V5.

Questo è dovuto al fatto che i tempi di calcolo delle simulazioni non permettono di concludere il presente

progetto in tempo.

Si deve procedere quindi ragionando su quale possa essere la corretta portata elaborata dal

nebulizzatore per ogni diffusore.

Per il modello di diffusore V6 si imposta un valore di portata pari 0.0095, tale valore risulta essere circa

l’1% inferiore alla portata del diffusore V0. Questa ipotesi potrebbe essere ottimistica in quanto la

sezione convergente crea perdite di carico non indifferenti.

Per la geometria V7 si imposta lo stesso valore di portata del diffusore V4 in quanto presenta la stessa

area di passaggio del diffusore V4.

Per il diffusore V8 si incrementa leggermente la portata del diffusore V4 portandola da 0.0099 a 0.01,

in quanto questa nuova geometria presenta una inclinazione dei condotti maggiore rispetto a

quest’ultimo con conseguente minore perdita di carico.

Più critica è la scelta della portata del diffusore V9, in quanto esso presenta un’area di passo del flusso

all’interno del diffusore pari al 25% in più rispetto ai diffusori V0, V2, V3, V4, V7 e V8 che presentano

invece la medesima area di passaggio. Si procede quindi nell’impostare un valore di portata circa del

5% superiore alla portata media di quest’ultimi diffusori. La portata di aria impostata per la geometria

V9 è quindi pari a 0.0105 kg/sec.


114/121

8.7 Risultati finali

La seguente tabella racchiude i risultati relativi alle simulazioni delle nuove geometrie proposte,

evidenziate in verde sono le geometrie che migliorano le prestazioni del macchinario rispetto al diffusore

originale V0.

Simulazioni


[kg/sec]

Portata liquido

aspirato [ml/min]



Numero swirl

Δp inlet aria [Pa]

V0 0.00958 20.9 -1575 89.3 0.95 3996

V1 0.0067 0 -1138 101 0.81 4648

V2 0.00993 15.8 -1274 84.4 0.86 2461

V3 0.01032 22.7 -1377 76 0.46 2215

V4 0.0099 - -1656 87 0.9 3370

V5 0.00729 - -617 81.5 4604

V6 0.0095 - -1355 90.4 0.94 4806

V7 0.0099 - -1545 84.4 0.94 3946

V8 0.01 - -1620 80.3 0.91 3527

V9 0.0105 - -1576 77.3 0.83 2505

Tabella 27: Risultati riassuntivi geometrie nuove

In seguito vengono plottati i punti portata/pressione per tutti i diffusori per capire se le stime effettuate

sono corrette.

Tabella 28: Punto di incrocio tra portata d'aria imposta e relativa perdita di carico fornita dai

risultati delle simulazioni per i nuovi diffusori testati

0

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01

0.012

1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000

Po

rtat

a ar

ia [

kg/m

3 ]

Δp inlet [Pa]

Portata di aria impostata in relazione al Δp riscontrato sulla sezione di ingresso del flusso per i diversi diffusori

Dati V0 V1 V2 V3

V8

V9

V4

V5

V6

V7

Poli. (Dati V0 V1V2 V3)


115/121

Il punto di lavoro dei diffusori V4, V5, V8 e V7 risulta essere molto ben posizionato sulla linea di tendenza

tra i dati dei diffusori testati sperimentalmente. Si considerano quindi i loro risultati corretti con quelle

che potrebbero essere realmente le loro prestazioni.

Il diffusore V6 invece si trova piuttosto lontano dall’andamento della curva portata/pressione, la portata

risulta essere troppo elevata. Nonostante ciò, abbassando la portata in inlet per questo diffusore si

otterrà una depressione minore che peggiora ulteriormente le prestazioni del macchinario. Per questo

motivo non si procede nell’eseguire ulteriori simulazioni con altri valori di portata più bassi.

Per quanto riguarda il diffusore V9, il punto di incrocio tra portata e pressione risulta essere leggermente

elevato; il valore di portata corretto dovrebbe essere intorno a 0.0103 Kg/m3 invece che pari a 0.0105

kg/m3 come ipotizzato.

Tale variazione porterebbe a un leggero calo della depressione generata e al valore della velocità

massima raggiunto. Rispetto al diffusore originale risulta quindi peggiore per quanto riguarda

l’aspirazione di liquido, ma migliore per la generazione di un nebulizzato con gocce leggermente più

grandi.

Sebbene i diffusori V6 e V7 potrebbero anche risultare efficaci per l’aspirazione di liquido, essi non

risultano più performanti rispetto al diffusore V0. Tale affermazione è basata sul fatto che i valori di

depressione generati dalle simulazioni risultano compresi tra il valore del modello V2 e V0.

Si evince che il diffusore più prestazionale dal punto di vista dell’aspirazione risulta essere il diffusore

V4 grazie ai 4 condotti rettangolari inclinati.

Per la creazione di gocce più grandi invece, il più prestazionale risulta essere il modello V9 a discapito

però di un leggero calo di prestazioni per l’aspirazione di liquido, ma risultando comunque efficace per

tale scopo.

Una via di mezzo tra i diffusori V4 e V9 sembra essere il modello V8, la velocità del flusso e la

depressione che lo caratterizza risultano essere appunto compresi tra i valori dei diffusori V4 e V9.

Si ritiene però che il diffusore V9 possa essere molto più prestazionale rispetto agli altri nel caso in cui

il compressore centrifugo riesca a fornire una energia maggiore al fluido.

Si procede quindi nella realizzazione dei modelli V4, V8 e V9 tramite software CAD a partire dalla parte

interna di essi realizzata con Design Modeller.


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Di seguito sono riportate le immagini dei modelli CAD dei diffusori V4, V8 e V9.

Diffusore V4

Figura 101: Geometria CAD V4

Diffusore V8


Diffusore V9


Tabella 29: Geometrie CAD proposte


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Di seguito sono riportate alcune immagini relative alle nuove geometrie proposte.

Diffusore V4

( Vettori di velocità V4)

( Contour di velocità V4)

Diffusore V8



Diffusore V9



Figura 104: Contour e vettori di velocità delle nuove geometrie


118/121

Dalle immagini si nota come il fenomeno che si voleva ottenere è stato confermato: il flusso crea una zona di ricircolo all’interno del condotto interno, ma entra con una direzione più corretta per la generazione del vortice. Si nota inoltre come il campo di velocità del diffusore V9 sia molto uniforme attorno al centro di rotazione del moto vorticoso.


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9 Conclusioni

Lo studio dello stato dell’arte ha permesso di studiare e analizzare i fattori influenti al processo di nebulizzazione. In particolare si è riscontrato che la grandezza fisica maggiormente influente è la tensione superficiale del liquido nebulizzato: all’aumentare di essa la dimensione del nebulizzato prodotto aumenta. La grandezza fluidodinamica più influente è invece la velocità massima del flusso gassoso: maggiore è questo valore e minore saranno le gocce prodotte. In letteratura sono stati trovati diversi ugelli nebulizzatori simili a quello analizzato, in particolare sono state trovate delle correlazioni sperimentali che permettessero la stima delle gocce nebulizzate prodotte. Le correlazioni sperimentali sono state utilizzate per caratterizzare lo spray prodotto dal diffusore analizzato, ma solo alcune risultano attendibili per esso. Le equazioni attendibili risultano essere la numero 1, 4 e 5. I risultati delle simulazioni sono stati analizzati e confrontati con i dati sperimentali forniti. Le discordanze tra i risultati ottenuti sono state attribuite al possibile errore del risolutore numerico nella risoluzione dello strato limite del moto turbolento generato dall’aria all’interno del diffusore. Dai risultati delle simulazioni e dai dati sperimentali sulle geometrie V0, V1, V2, V3 è emerso che il diffusore più prestazionale tra essi è il diffusore V3, sia per quanto riguarda la portata di liquido disinfettante che per la dimensione del nebulizzato prodotto. Tale beneficio è stato associato all’inclinazione dei sui condotti che permettono una minore perdita di carico e una maggior portata di aria. Anche la geometria V0 presenta dei vantaggi, ovvero permette l’ingresso del flusso in modo più corretto rispetto agli altri diffusori. Sulla base di questi vantaggi sono state progettate delle nuove geometrie di diffusore in grado di raggruppare i vantaggi delle geometrie V0 e V3, migliorando così le prestazioni del nebulizzatore. Le simulazioni fluidodinamiche sulle nuove geometrie hanno confermato un miglioramento delle prestazioni per alcune di esse. La geometria V4 risulta migliore per l’aspirazione di liquido e leggermente migliore per la generazione di un nebulizzato con gocce più grandi. La geometria V9 risulta efficace per l’aspirazione di liquido ma leggermente meno efficiente rispetto al diffusore originale. La geometria V8 invece risulta essere una via di mezzo tra i diffusori V4 e V9 dal punto di vista del miglioramento delle prestazioni, infatti essa migliora sia l’aspirazione di liquido che la nebulizzazione, ma non in modo importante. Tutte queste 3 geometrie nuove progettate riscontrano inoltre una miglior penetrazione assiale dello spray prodotto rispetto al diffusore originale.


120/121

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Analisi fluidodinamica di un nebulizzatore per ... Lattanzi_Analisi... · Progetto di diploma C10127 4/121 6 Analisi del campo di moto 80 6.1.1 Distribuzione di velocità nei condotti