Oltre la Convergenza: Comprendere le Criticità Termodinamiche nei Brine Coolers a Glicole Propilenico

Introduzione

I brine coolers a pacco alettato che lavorano con soluzioni di glicole propilenico a basse temperature presentano comportamenti termodinamici significativamente diversi rispetto agli stessi scambiatori alimentati con acqua o glicole etilenico. Queste differenze derivano principalmente da viscosità elevata, regimi di moto prevalentemente laminari, rapporti sfavorevoli fra superfici interne ed esterne e dall’utilizzo di correlazioni di calcolo che possono introdurre discontinuità nel passaggio fra regime laminare, transitorio e turbolento.

L’obiettivo di questa dispensa è fornire ai tecnici un quadro chiaro delle principali criticità fisiche e di calcolo nei brine coolers a glicole propilenico, per interpretare correttamente i risultati dei software di selezione e adottare soluzioni progettuali consapevoli (scelta tra tubo liscio e tubo rigato, fin pitch, circuitazione, limiti di utilizzo).

Il ruolo della viscosità e del numero di Reynolds

Alle basse temperature tipiche dei brine coolers, il glicole propilenico presenta una viscosità dinamica indicativamente da 2 a 3 volte superiore a quella di soluzioni equivalenti di glicole etilenico, a parità di concentrazione (ad esempio μ propilenico dell’ordine di 10–30 mPa·s a circa -10 °C, contro 5–15 mPa·s per l’etilenico). Questo aumento di viscosità ha un impatto diretto sul numero di Reynolds interno, che diventa il parametro chiave per comprendere il regime di moto e la qualità dello scambio termico.

Il numero di Reynolds per lo scorrimento interno è generalmente espresso come:

dove ρ è la densità, v la velocità media,  il diametro idraulico e μ la viscosità dinamica. A parità di densità e velocità, un incremento marcato di μ fa diminuire drasticamente Re, mantenendo il flusso in regime laminare o di bassa transizione anche per velocità che, con acqua o glicole etilenico, sarebbero pienamente turbolente.

In queste condizioni:

• le correlazioni turbolente classiche (ad esempio Dittus–Boelter) non sono applicabili senza opportuni adattamenti e il contributo delle correlazioni per i regimi laminare e di transizione diventa dominante nel calcolo;
• con salti termici lato fluido molto piccoli e lunghezze di tubo elevate (batterie anche dell’ordine di alcuni metri, con numerosi giri), la prestazione può degradare verso valori di coefficiente di scambio interno molto bassi, riconducendo il moto a condizioni assimilabili al laminare anche dove ci si attenderebbe una certa turbolenza.

Resistenza controllante e rapporto fra superfici

Il coefficiente globale di scambio termico U in uno scambiatore a pacco alettato deriva dalla combinazione delle resistenze lato aria, lato fluido e attraverso il materiale delle pareti, tenendo conto dei rapporti fra le superfici interne ed esterne. Dal punto di vista pratico è essenziale identificare la resistenza controllante, ovvero la resistenza termica prevalente che limita la prestazione complessiva.

In applicazioni con glicole propilenico viscoso, la combinazione di:

• bassi valori di coefficiente interno h lato fluido, dovuti a numeri di Reynolds ridotti;
• rapporti di superficie esterna/interna molto elevati (ad esempio valori dell’ordine di 28–30);

fa sì che la resistenza controllante si sposti dal lato aria al lato interno dei tubi. In questi casi, un ulteriore incremento della superficie alettata lato aria non porta a miglioramenti significativi della potenza scambiata, poiché il “collo di bottiglia” risiede nel film interno del fluido.

Correlazioni di calcolo e “gradino” di potenza

Le correlazioni di calcolo del coefficiente di scambio interno giocano un ruolo critico nel modellare il passaggio fra regime laminare, transitorio e turbolento. Metodi derivati da correlazioni tipo Gnielinski prevedono usualmente un raccordo continuo tra un valore di riferimento per il flusso laminare e uno per il flusso turbolento, calcolando le due contribuzioni e combinandole tramite opportune medie o pesi nella regione di transizione.

Se la gestione di questa transizione è troppo “rigida” (ad esempio con soglie nette di Reynolds e cambi improvvisi di formula), il modello può introdurre una discontinuità artificiale nella resa termica. In pratica, si possono osservare:

• variazioni della portata di pochi m³/h che determinano crolli di resa dell’ordine del 7–10%, pur a condizioni termodinamiche pressoché invariate;
• salti non proporzionali tra ΔT ingresso–uscita fluido e potenza effettiva, imputabili al passaggio brusco da correlazioni laminari a turbolente o viceversa.

Dal punto di vista fisico, in laboratorio il passaggio da laminare a turbolento è invece graduale: la struttura del moto evolve e i modelli empirici si sovrappongono, senza veri “step”. Per rappresentare meglio questo comportamento, risulta efficace introdurre interpolazioni continue fra il valore di h calcolato in laminare e quello calcolato in turbolento all’interno di un intervallo di  definito, riducendo così i gradini numerici macroscopici.

Nelle applicazioni con glicole propilenico molto viscoso e piccoli ΔT, il funzionamento dell’apparecchio può collocarsi proprio nella zona di transizione, rendendo la resa estremamente sensibile a piccole variazioni di portata o condizioni operative.

Soluzioni geometriche: tubo rigato, fin pitch e circuitazione

Aumento della superficie interna: tubo rigato

Una leva tecnica importante è l’impiego di tubi rigati (grooved) lato fluido, in alternativa al tubo liscio. Il beneficio principale, in questo contesto, non è solo l’eventuale aumento del coefficiente di scambio interno per effetto di moti secondari o turbolenza indotta, ma soprattutto l’incremento della superficie interna bagnata.

Indicativamente:

• un tubo rigato può portare la superficie interna a valori fino a circa 1,6 volte quelli di un tubo liscio, e in configurazioni particolari anche fino a circa 2–2,5 volte, a seconda della geometria delle rigature;
• nel modello di calcolo, questo effetto viene introdotto tramite un fattore di superficie che riduce il rapporto fra superficie esterna totale e superficie interna, portando rapporti inizialmente molto sfavorevoli (ad esempio 28–30) verso valori più equilibrati (ad esempio 12–15).

Riducendo il rapporto di aree:

• il contributo del coefficiente interno, riportato alla superficie lato aria, aumenta perché è diviso per un denominatore più contenuto;
• la resistenza controllante si riequilibra e il sistema tende a valori del coefficiente globale più coerenti con le aspettative progettuali.

L’adozione del tubo rigato comporta però alcune conseguenze progettuali:

• incremento delle perdite di carico, a causa della maggiore rugosità interna;
• necessità di rivedere la circuitazione (ad esempio aumentando i circuiti in parallelo) per contenere la perdita di carico entro valori accettabili, con effetti su costi, ingombri e complessità idraulica dell’impianto.

Gestione del rapporto di aree: fin pitch e densità del pacco

Un’altra leva geometrica è la variazione del fin pitch (passo aletta). Aumentando la distanza fra le alette:

• si riduce la superficie alettata per metro di tubo e quindi la crescita della superficie lato aria è più contenuta;
• il rapporto superficie esterna/superficie interna diminuisce, riducendo il fattore penalizzante con cui il coefficiente interno viene riportato alla superficie esterna.

In condizioni caratterizzate da salti termici ridotti e fluidi molto viscosi, può risultare più efficace lavorare con un pacco alettato meno denso ma meglio bilanciato lato fluido, piuttosto che spingere sistematicamente sulla massima superficie alettata.

Circuitazione e perdite di carico

La circuitazione interna deve tenere insieme due esigenze opposte: garantire numeri di Reynolds sufficienti per evitare regimi eccessivamente laminari, e contenere la perdita di carico complessiva entro limiti accettabili per l’impianto. L’utilizzo di tubi rigati, l’aumento del numero di circuiti in parallelo e la gestione delle lunghezze di percorso nei tubi sono strumenti che devono essere coordinati per ottimizzare contemporaneamente scambio termico e idraulica.

Implicazioni progettuali e commerciali

Nei brine coolers a glicole propilenico, piccole variazioni di portata possono tradursi in variazioni significative di resa, soprattutto quando il funzionamento cade nella zona di transizione fra laminare e turbolento. Riduzioni anche modeste di portata, dovute ad esempio a tarature delle pompe, tolleranze delle valvole o fenomeni di sporcamento, possono spostare il calcolo verso regimi più laminari, con coefficienti di scambio interno sensibilmente più bassi.

Questo comportamento si riflette anche sulla definizione di gamma e sulle offerte commerciali:

• due configurazioni con portate nominali molto vicine possono risultare associate a rese e taglie significativamente diverse, proprio a causa dei gradini numerici legati alle correlazioni;
• l’adozione di modelli con raccordi continui riduce il rischio di “gradini di resa” che si traducono in “gradini di listino” difficilmente giustificabili verso il cliente.

Il semplice sovradimensionamento della superficie alettata non è una soluzione universale: se il rapporto di aree resta squilibrato e il lato fluido mantiene numeri di Reynolds molto bassi, la resistenza controllante rimane interna e l’aumento di superficie lato aria può risultare inefficace o addirittura controproducente.

Linee guida per la progettazione di brine coolers a glicole propilenico

Dalle considerazioni fisiche e dalle esperienze di calcolo emergono alcune linee guida generali:

1. Riconoscere il ruolo della viscosità e del regime di moto
   Alle basse temperature il glicole propilenico porta, quasi per definizione, i Reynolds interni in zona laminare; il dimensionamento deve quindi basarsi su correlazioni adeguate a questi regimi, evitando di trasferire direttamente approcci sviluppati per acqua o glicole etilenico.
2. Progettare consapevolmente il rapporto di aree
   È opportuno evitare rapporti superficie aria/superficie tubo eccessivamente elevati che spostano la resistenza controllante sul lato fluido e riducono drasticamente il beneficio della superficie alettata. L’uso di tubi rigati e l’aumento del fin pitch sono strumenti efficaci per riportare il sistema in equilibrio.
3. Gestire la transizione di regime in modo continuo
   È preferibile utilizzare motori di calcolo che trattino il passaggio laminare–transizione–turbolento con raccordi continui (medie pesate, interpolazioni su Re) e non con soglie rigide, per limitare gradini di resa imputabili esclusivamente a scelte numeriche.
4. Distinguere gamme standard e gamme dedicate a brine viscose
   Non è realistico attendersi che una gamma standard di scambiatori con tubo liscio copra tutte le condizioni operative, incluse quelle più gravose con glicole propilenico. È tecnicamente opportuno prevedere famiglie dedicate, con geometrie, circuitazioni, tipologia di tubo e correlazioni calibrate per questo tipo di fluido e di temperatura.
5. Calibrare i modelli sui dati sperimentali
   Per ridurre il divario fra calcolo e realtà, è fondamentale disporre di campagne di prova specifiche su batterie alimentate con propilenico (a diverse concentrazioni, temperature e portate) e tarare le correlazioni in funzione di questi dati, accettando come obiettivo errori contenuti su resa e perdite di carico.

La comprensione di questi aspetti consente agli uffici tecnici di interpretare con maggiore consapevolezza i risultati dei software di selezione e di dialogare in modo più efficace con i costruttori su geometria, rapporto di aree, scelta del tubo e impostazione della gamma, evitando di affidarsi esclusivamente al sovradimensionamento.