Universidade Estadual Paulista "Júlio de Mesquita Filho" Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica EESSTTUUDDOO EEXXPPEERRIIMMEENNTTAALL DDOO FFUUNNCCIIOONNAAMMEENNTTOO DDEE UUMM SSIISSTTEEMMAA GGAASS--LLIIFFTT FFeerrnnaannddoo AAuugguussttoo AAllvveess MMeennddeess Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira – UNESP, como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. OOrriieennttaaddoorr:: PPrrooff.. DDrr.. SSéérrggiioo SSaaiidd MMaannssuurr CCoo--oorriieennttaaddoorr:: PPrrooff.. DDrr.. EEddssoonn DDeell RRiioo VViieeiirraa Ilha Solteira, Dezembro de 2007 FICHA CATALOGRÁFICA Elaborada pela Técnica de Aquisição e Tratamento da Informação Serviço Técnico de Biblioteca e Documentação da UNESP - Ilha Solteira. Mendes, Fernando Augusto Alves. M538e Estudo experimental do funcionamento de um sistema gas-lifi I Fernando Augusto Alves Mendes. -- Ilha Solteira: [s.n.J, 2007. 95 f. Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual Paulista. Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira. Área de conhecimento: Ciências Térmicas Orientador: Sérgio Said .\1ansur Co-orientador: Edson Del Rio Vieira Bibliografia: p. 76-80 1. Escoamento bifásico. 2. Escoamento pistonado. 3.Velocidade de bolha. 4. Visualização de fluxo. 5. Sistema gas-lift. A Deus, pela sua presença em todos os dias de minha vida; em especial a minha irmã Maria Amélia, pelo seu ato heróico; à toda minha família – minha mãe, Maria Rosa, meu pai, Manoel, e meus irmãos, Carlos Renato e José Eduardo; e àqueles que, de alguma forma, me apoiaram e me ajudaram no momento mais difícil da minha vida. AAGGRRAADDEECCIIMMEENNTTOOSS Para a conclusão do presente trabalho, contei com a ajuda e o apoio de várias pessoas e instituições. É com grande satisfação que expresso meus sinceros agradecimentos a todos eles. Em particular, sou grato: A Deus, por esta oportunidade; Aos Profs. Sérgio Said Mansur e Edson Del Rio Vieira, primeiramente, pela amizade durante quase todos os anos de minha vida acadêmica e, como orientadores, pela paciência em transmitir muito dos seus valiosos conhecimentos, por sempre terem dado oportunidades e espaço para o meu crescimento, sem nunca terem deixado de exigir o melhor de mim; Aos Profs. André Luiz Seixlack e Ricardo Augusto Mazza, pela participação na banca examinadora encarregada de julgar o presente trabalho; Aos técnicos do Departamento de Engenharia Mecânica, Marino, Edivaldo, Darci, Ronaldo, pelo auxílio e pela amizade, e, em especial, ao técnico Reginaldo, que, além de um grande amigo, um ótimo profissional, acima de tudo – um braço direito na montagem da instalação experimental; Aos estagiários Rony e Thiago, que colaboraram, com seus conhecimentos, na montagem do aparato experimental; Ao corpo docente do Departamento de Engenharia Mecânica e a todos demais professores que contribuíram, de forma direta ou indireta, na minha formação acadêmica e profissional; A todos os funcionários do Departamento de Engenharia Mecânica: aos secretários Elaine, Sandra e Alex, que sempre me ajudaram nas questões burocráticas, ao técnico de informática Elias, pelo suporte, e ao pessoal da faxina, por manterem nosso local de trabalho limpo e agradável; A todos os amigos que fiz em minha estada na UNESP Ilha Solteira, tanto na graduação como na pós-graduação; em especial, a três deles, Adailton, Franscisco Augusto e Alexandre Marson, que sempre estiveram ao meu lado colaborando e incentivando durante o desenvolvimento deste trabalho; Aos meus pais e familiares, que sempre estiveram me incentivando e apoiando nos momentos mais difíceis; À CAPES, pelo suporte financeiro que viabilizou a realização deste trabalho, concedendo-me uma bolsa de estudos. RREESSUUMMOO O princípio de funcionamento de um sistema gas-lift é bastante simples, baseando-se na injeção de um gás inerte próximo à extremidade submersa de um tubo utilizado para ascensão do líquido (riser). Esse sistema tem sido utilizado em diversos setores da indústria, dentre os quais se destaca o setor petroquímico. Apesar de ter sido concebido há mais de um século, e a despeito do considerável número de artigos publicados sobre o assunto, vários aspectos relativos às características do escoamento bifásico dentro do riser e ao funcionamento do sistema são, ainda, pouco conhecidos. No presente trabalho, um sistema air-lift de pequeno porte foi inteiramente desenvolvido e testado, permitindo observar o comportamento do sistema quando submetido a variações na vazão de ar, na razão de submersão e na geometria do injetor – contendo três (3F) ou quinze furos (15F). Ensaios de visualização foram conduzidos, possibilitando a caracterização do escoamento bifásico no interior do riser. Medições experimentais foram, também, realizadas para a obtenção da eficiência e das curvas características do sistema. Os resultados quantitativos foram interpretados em associação com imagens estáticas do escoamento, capturadas com uma câmera fotográfica digital, e com imagens dinâmicas, tomadas com o auxílio de uma filmadora de alta velocidade. A partir destas imagens, foi possível, ainda, a estimativa de alguns importantes parâmetros característicos do escoamento pistonado, associados ao deslocamento da chamada bolha de Taylor. Os dados assim obtidos foram comparados com valores oriundos de correlações empíricas propostas por outros autores, apresentando boa concordância. Com relação aos resultados quantitativos, observou-se que, sob determinadas condições de operação, o injetor 3F é capaz de atribuir ao sistema um rendimento significativamente maior que o apresentado quando o injetor 15F é empregado. Palavras chave: sistema gas-lift, escoamento bifásico, escoamento pistonado, bolha de Taylor, velocidade de bolha, visualização de escoamentos. AABBSSTTRRAACCTT The operation principle of a gas-lift system is very simple: it is based on the injection of an inert gas close to the immersed edge of a tube, which is used for the rising of the liquid (riser). This system has been used in several industrial areas and more often in the petrochemical industry. Despite the fact that it was conceived over a century ago and that there have been a considerable amount of articles published on the subject, several aspects concerning the two-phase flow characteristics inside the riser as well as its operational system are still not very well known. In the present work, a small size air-lift system was thoroughly developed and tested, which facilitated the visualization of the system behavior when submitted to variations in the air flow, the immersion ratio and the injector geometry – containing three (3H) or fifteen holes (15H). Observation experiments were carried out making it possible to characterize the two-phase flow inside the riser. Experimental measurements were also taken in order to obtain the system characteristic efficiency and slopes. The quantitative results were analyzed together with the statistic images of the flow - taken by a digital photo camera, and with the dynamic images – taken by a high-speed filming camera. Through these images, it was also possible to estimate some important characteristic parameters of the slug flow associated to the displacement of the so-called Taylor bubble. The data obtained this way were compared to the figures originated from experimental correlations proposed by other authors, and they showed a fine agreement. Regarding the quantitative results, it was observed that under certain operation conditions the 3F injector is able to give the system a significantly greater efficiency than when the 15F injector is used. Key word: gas-lift system, two-phase flow, slug flow, Taylor bubble, bubble velocity, flow visualization. LLIISSTTAA DDEE FFIIGGUURRAASS Figura 1.1: Sistema de bombeamento utilizado nos jardins da Babilônia 18 Figura 1.2: Parafuso de Arquimedes 18 Figura 1.3: Equipamentos de bombeamento sanguíneo 19 (a) Bomba circulação extracorpórea 19 (b) Coração artificial definitivo 19 Figura 1.4: Configuração básica de um sistema gas-lift 19 Figura 1.5: Configuração básica de um sistema gas-lift 21 Figura 1.6: Tipos de injeção de gás – Adaptado Villela (1963) 23 (a) Modelo Pohlé ou side inlet 23 (b) Modelo Saunders 23 (c) Modelo tubo central 23 Figura 1.7: Operação de descarga de um poço de gas-lift na indútria petrolífera 25 (a) Estado inicial do poço 25 (b) Início do processo 25 (c) Primeira válvula injetando gás 25 (d) Segunda válvula injetando gás 25 (e) Fim do processo 25 (f) Representação esquemática de uma válvula gas-lift – Carvalho Filho (2004) 25 Figura 1.8: Ciclo de operação do GLI – Adaptado Thomas (2004) 27 (a) Período de alimentação 27 (b) Período de injeção 27 (c) Período de redução de pressão 27 Figura 3.1: Representação esquemática dos parâmetros básicos no escoamento Bifásico 35 Figura 3.2: Padrões de escoamento observados em um escoamento vertical bifásico ascendente – Taitel et al. (1980) 38 (a) Escoamento em bolhas 38 (b) Escoamento pistonado 38 (c) Escoamento agitado 38 (d) Escoamento anular 38 Figura 3.3: Mapa de fluxo vertical ascendente 40 a) Taitel et al.(1980) 40 b) Samaras e Margaris (2005) 40 Figura 3.4: Representação de uma célula unitária 41 Figura 4.1: Sistema gas-lift 45 (a) Representação esquemática 45 (b) Montagem experimental 45 Figura 4.2: Dispositivo nivelador 46 (a) Caixa de nivelamento 46 (b) Conexões hidráulicas 46 Figura 4.3: Suporte do riser 46 Figura 4.4: Separador gás-líquido 46 (a) Caixa de coleta 46 (b) Sistema de direcionamento 46 Figura 4.5: Dispositivo de injeção 47 (a) Modelos de injetores 47 (b) Conector de alimentação 47 Figura 4.6: Válvula reguladora da vazão de ar 47 Figura 4.7: Sistema de medição de vazão de ar 49 (a) Representação esquemática 49 (b) Vista geral 49 Figura 4.8: Detalhes construtivos do dispositivo de medição de vazão de ar 49 (a) Dimensões dos trechos retos utilizados (comprimentos em mm) 49 (b) Placa de orifício 49 (c) Flanges 49 Figura 4.9: Transmissor diferencial de pressão 50 Figura 4.10: Poço de medição de pressão e de temperatura 51 Figura 4.11: Montagem dos dispositivos fotográficos 52 (a) Representação esquemática 52 (b) Vista geral 52 Figura 5.1: Resultados experimentais obtidos para o injetor 3F, plotados sobre diferentes mapas de fluxo 55 (a) Mapa de fluxo Taitel et al. (1980) 55 (b) Mapa de fluxo de Samaras e Margaris (2005) 55 Figura 5.2: Resultados experimentais obtidos para o injetor 15F, plotados sobre diferentes mapas de fluxo 56 (a) Mapa de fluxo de Taitel et al. (1980) 56 (b) Mapa de fluxo de Samaras e Margaris (2005) 56 Figura 5.3: Curvas características das diferentes razões de submersão para os injetores 3F e 15F 57 Figura 5.4: Vazão de água bombeada em função da razão de submersão HL/HT, para diferentes vazões de ar 58 (a) Vazão de ar 2kg/h 58 (b) Vazão de ar 3 kg/h 58 (c) Vazão de ar 5kg/h 58 (d) Vazão de ar 7kg/h 58 Figura 5.5: Eficiência do sistema gas-lift em função da vazão de ar, para diferentes razões de submersão 60 (a) Razão de submersão 0,30 60 (b) Razão de submersão 0,45 60 (c) Razão de submersão 0,55 60 (d) Razão de submersão 0,67 60 (e) Razão de submersão 0,75 60 Figura 5.6: Máxima eficiência atingida pelo sistema air-lift, com o uso dos injetores 3F e 15F, em função da razão de submersão 61 Figura 5.7: Características do escoamento na região de injeção do sistema, utilizando-se o injetor 15F 62 (a) G (b) =0,32 kg/h 62 G (c) =2,35 kg/h 62 G (d) =3,40 kg/h 62 G (e) =4,10 kg/h 62 G (f) =6,03 kg/h 62 G Figura 5.8: Distribuição de bolhas no pistão de líquido 63 =8,08 kg/h 62 (a) G (b) =0,32 kg/h z=90-110 cm 63 G=2,35 kg/h z=100-120 cm 63 (c) G (d) =4,77 kg/h z=85-105 cm 63 G (e) =8,08 kg/h z=95-115 cm 63 G Figura 5.9: Transição do escoamento em bolhas para o escoamento pistonado, =10 kg/h z=90-110 cm 63 para G (a) z = 13 – 22 cm 64 =3,40 kg/h 64 (b) z = 32 – 41 cm 64 (c) z = 57 – 66 cm 64 (c) z = 77 – 86 cm 64 Figura 5.10: Transição do escoamento bolhas para o escoamento pistonado na região do riser compreendida entre z = 40 e 60 cm 65 (a) t=0s 65 (b) t=0,02s 65 (c) t=0,04s 65 (d) t=0,06s 65 (e) t=0,08s 65 (f) t=0,1s 65 Figura 5.11: Imagens correspondentes ao Ensaio 1, para o injetor 3F 68 (a) Medição 1 68 (b) Medição 2 68 (c) Medição 3 68 Figura 5.12: Imagens correspondentes ao Ensaio 2, para o injetor 3F 68 (a) Medição 1 68 (b) Medição 2 68 (c) Medição 3 68 Figura 5.13: Imagens correspondentes ao Ensaio 3, para o injetor 3F 69 (a) Medição 1 69 (b) Medição 2 69 (c) Medição 3 69 Figura 5.14: Imagens correspondentes ao Ensaio 1, para o injetor 15F 69 (a) Medição 1 69 (b) Medição 2 69 (c) Medição 3 69 Figura 5.15: Imagens correspondentes ao Ensaio 2, para o injetor 15F 70 (a) Medição 1 70 (b) Medição 2 70 (c) Medição 3 70 Figura 5.16: Imagens correspondentes ao Ensaio 3, para o injetor 15F 70 (a) Medição 1 70 (b) Medição 2 70 (c) Medição 3 70 Figura A.1: Sistema de calibração da placa de orifício 82 Figura A.2: Curva de Calibração da placa de orifício 83 Figura A.3: Aparato experimental utilizado na calibração do termopar 84 Figura A.4: Curva de calibração do termopar do tipo T 85 Figura B.1: Desvio dos pontos experimentais em relação a curva de calibração 89 LLIISSTTAA DDEE TTAABBEELLAASS Tabela 1.1: Quadro comparativo dos sistemas GLC e GLI – Carvalho Filho (2004) 26 Tabela 3.1: Correlações para o cálculo da velocidade da bolha de Taylor – Rodrigues et al. (2007) 42 Tabela 3.2: Equações para o cálculo da freqüência de passagem das bolhas de Taylor no escoamento pistonado 43 Tabela 5.1: Relação dos vídeos que constam na pasta Ensaio 09 no DVD 56 Tabela 5.2: Tabela das velocidades superficiais de gás e de líquido utilizados nos ensaios para a determinação das velocidades de bolha e das freqüências do escoamento pistonado 67 Tabela 5.3: Velocidades de ascensão da bolha de Taylor – comparação entre dados experimentais e correlações propostas na literatura 67 Tabela 5.4: Desvio relativo da velocidade de bolha obtida no presente trabalho em relação a correlações da literatura 71 Tabela 5.5: Freqüências de passagem das bolhas de Taylor – comparação entre dados experimentais e correlações propostas na literatura 71 Tabela 5.6: Desvio relativo das freqüências de passagem da bolha de Taylor obtida no presente trabalho, em relação a correlações da literatura 72 Tabela C1: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 16/10/2007 93 Tabela C2: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 17/10/2007 93 Tabela C3: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 17/10/2007 93 Tabela C4: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 17/10/2007 94 Tabela C5: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 22/10/2007 94 Tabela C6: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 22/10/2007 94 Tabela C7: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 22/10/2007 94 Tabela C8: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 26/10/2007 94 Tabela C9: Condições experimentais do ensaio realizado no dia 26/10/2007 95 LLIISSTTAA DDEE SSÍÍMMBBOOLLOOSS Símbolos latinos A Área da seção transversal do tubo [m²] AE Altura de elevação do líquido [m] AL Área da seção transversal ocupada pelo líquido [m²] AG Área da seção transversal ocupada pelo gás [m²] b Coeficiente da equação da placa de orifício [-] C Coeficiente de descarga [-] CL Coeficiente de descarga para Reynolds tendendo ao infinito [-] C0 Parâmetro de distribuição de velocidade [-] d Diâmetro do furo da placa de orifício [m] D Diâmetro interno do tubo [m] g Aceleração da gravidade [m/s²] GG G Fluxo de massa da fase gasosa [kg/m²s] L HL Altura submersa do riser [m] Fluxo de massa da fase líquida [kg/m²s] HS Submersão estática [m] HT Distância do injetor ao topo do riser [m] i Incerteza de medição de uma grandeza [%] mG m Massa da fase gasosa [kg] L Massa da fase líquida [kg] Vazão em massa de gás [kg/s] Vazão em massa de líquido [kg/s] N Número de amostras adquiridas P Pressão [Pa] QG Q Vazão volumétrica da fase gasosa [m³/s] L Re Número de Reynolds [-] Vazão volumétrica da fase líquida [m³/s] RS Razão de submersão [-] s Desvio padrão da amostra S Razão de escorregamento [-] t Tempo [s] T Temperatura [K] UGL E Diferença de potencial [V] Velocidade de escorregamento [m/s] VBT V Velocidade da bolha de Taylor [m/s] G V Velocidade da fase gasosa [m/s] L VM Velocidade da mistura [m/s] Velocidade da fase líquida [m/s] VSG V Velocidade superficial da fase gasosa [m/s] SL x Título termodinâmico [-] Velocidade superficial da fase líquida [m/s] x* Título bifásico [-] Xi z Coordenada do riser na direção da altura, medida a partir da base do riser [m] Variável genérica Símbolos gregos µ Viscosidade dinâmica [Pa.s] ρ Massa específica [kg/m³] σ Tensão superficial [N/m] β Ângulo do riser em relação a horizontal [-] α Fração de vazio [-] ∆ Variação de uma grandeza qualquer SSUUMMÁÁRRIIOO CAPÍTULO 1: INTRODUÇÃO 17 1.1 SISTEMAS DE BOMBEAMENTO 17 1.2 O SISTEMA GAS-LIFT 20 1.2.1 Generalidades 20 1.2.2 Elementos constitutivos essenciais 21 1.2.3 Configurações possíveis 22 1.2.4 O sistema gas-lift na indústria do petróleo 23 1.3 OBJETIVOS DO TRABALHO 27 CAPÍTULO 2: REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 29 CAPÍTULO 3: CONSIDERAÇÕES SOBRE ESCOAMENTO BIFÁSICO 35 3.1 DEFINIÇÃO DE PARÂMETROS BÁSICOS 35 3.2 ESCOAMENTO VERTICAL ASCENDENTE 38 3.3 MAPA DE FLUXO 39 3.4 RELAÇÕES DE FECHAMENTO PARA O ESCOAMENTO PISTONADO 40 CAPÍTULO 4 - INSTALAÇÃO E PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL 44 4.1 INSTALAÇÃO EXPERIMENTAL 44 4.1.1 Descrição do aparato 44 4.1.2 Funcionamento do sistema 47 4.2 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS 48 4.2.1 Medição de vazão 48 4.2.2 Visualização do escoamento bifásico no riser 51 CAPÍTULO 5: RESULTADOS E DISCUSSÃO 54 5.1 INTRODUÇÃO 54 5.2 MAPAS DE FLUXO 54 5.3 CURVAS CARACTERÍSTICAS E DE EFICIÊNCIA 57 5.4 IMAGENS CONGELADAS (STILL PHOTO) 61 5.5 TOMADAS DE VÍDEO DE ALTA VELOCIDADE 65 5.6 RELAÇÕES DE FECHAMENTO 66 5.6.1 Velocidade de bolha 66 5.6.2 Freqüência 71 CAPÍTULO 6: CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS 73 REFERÊNCIAS 76 APÊNDICE A: CALIBRAÇÃO DE INSTRUMENTOS 81 A.1 PLACA DE ORIFÍCIO 81 A.2 TERMOPAR 83 APÊNDICE B: ANÁLISE DE INCERTEZAS EXPERIMENTAIS 86 B.1 ANÁLISE DE INCERTEZAS POR AMOSTRAGEM SIMPLES 86 B.2 INCERTEZA DA VAZÃO DE AR 88 a) Coeficiente de descarga 88 b) Diâmetro interno do tubo 89 c) Diâmetro do furo da placa 90 d) Fator isentrópico 90 e) Massa específica do gás 90 f) Incerteza da vazão de gás 90 B.3 INCERTEZA DA VAZÃO DA ÁGUA BOMBEADA 91 B.4 ANÁLISE DE INCERTEZA DO NÚMERO DE REYNOLDS 91 APÊNDICE C: CONDIÇÕES EXPERIMENTAIS DOS ENSAIOS DE VISUALIZAÇÃO CAPTURADOS EM VÍDEO (DVD) 93 CCAAPPÍÍTTUULLOO 11 IINNTTRROODDUUÇÇÃÃOO 1.1 SISTEMAS DE BOMBEAMENTO A necessidade de movimentar grandes quantidades de água de um lugar para outro se manifestou bem cedo na história da humanidade, motivando o desenvolvimento de sistemas capazes de facilitar a realização desta tarefa. Há cerca de 8.000 anos, surgiram os primeiros canais de irrigação, viabilizando a produção agrícola nas terras baixas da Mesopotâmia, situadas entre os rios Tigre e Eufrates, na região onde hoje se localiza o Iraque. Em muitos outros locais ao redor do mundo, descobertas arqueológicas indicam que tubulações rudimentares, confeccionadas em bambu, chumbo ou cerâmica, foram extensamente empregadas por diferentes civilizações antigas, na distribuição de água e na coleta de esgoto. Como nem sempre o ponto de captação encontrava-se acima do nível onde a água deveria ser utilizada, dispositivos de bombeamento passaram a ser concebidos para vencer a força da gravidade. A título de ilustração, a Figura 1.1 mostra um sistema constituído por duas roldanas interligadas por uma correia ou corrente, ao longo da qual se distribui um certo número de caçambas, que têm por finalidade o transporte intermitente de água do reservatório inferior para o superior. Tal sistema, cujo funcionamento é relatado num dos primeiros documentos escritos de que se tem notícia, datado de aproximadamente 4.000 a.C., foi posteriormente utilizado para irrigar os famosos jardins suspensos da Babilônia, construídos pelo rei Nabucodonosor, seis séculos antes da era cristã. Nos séculos subseqüentes, equipamentos mais sofisticados foram sendo desenvolvidos. Por volta de 250 a.C., o grego Ctesibus propôs uma máquina de combate a incêndios, que empregava, como elemento propulsor, um dispositivo que muito se assemelha às atuais bombas de êmbolo. Aproximadamente na mesma época, Arquimedes concebeu sua famosa bomba de parafuso, ou parafuso de Arquimedes, utilizada para irrigar campos, drenar charcos e retirar água de porões dos navios. Este aparato, ilustrado na Figura 1.2, é até hoje empregado em vários ramos do setor industrial. 18 Figura 1.1: Sistema de bombeamento utilizado nos jardins da Babilônia. (www.nationaldriller.com) Figura 1.2: Parafuso de Arquimedes. Na era moderna, uma ampla variedade de dispositivos de bombeamento continuaram a surgir, ao mesmo tempo em que os já existentes eram aperfeiçoados. Como conseqüência, são muitos os aparatos que atualmente se prestam a esta finalidade, cobrindo os mais variados tipos de aplicação, que vão da captação de água para o abastecimento urbano à extração subaquática de minério, da exploração de poços de petróleo à drenagem de fossas sépticas e do bombeamento de esgoto sanitário à circulação sanguínea extracorpórea. A Figura 1.3(a) mostra uma bomba peristáltica, largamente utilizada em cirurgias cardíacas realizadas com o coração parado. Na Figura 1.3(b), por sua vez, um coração artificial definitivo, aparelho de fluxo contínuo implantado em pacientes com problemas cardíacos graves, que, em última análise, nada mais é do que um dispositivo de bombeamento. 19 (www.hidraulis.com.br) (a) Bomba circulação extracorpórea. (www.hospitalar.com) (b) Coração artificial definitivo. Figura 1.3: Equipamentos de bombeamento sanguíneo. A maioria dos equipamentos destinados ao bombeamento de fluidos emprega algum tipo de mecanismo rotativo ou alternativo, tal como ocorre com as bombas centrífugas, axiais, helicoidais, lobulares, de engrenagem, de palheta ou de pistão. Um outro conceito, que se distingue dos anteriores por evitar a presença de elementos móveis em contato com o fluido de trabalho, é oferecido pelo sistema gas-lift, ilustrado na Figura 1.4. Seu princípio de funcionamento é simples e envolve a injeção de um gás previamente comprimido, próximo à extremidade inferior do tubo adutor (riser), que se encontra imerso no líquido a ser bombeado. A mistura bifásica formada nas vizinhanças do ponto de injeção coloca-se, então, em movimento ascendente, dando início ao processo de bombeamento do líquido. Figura 1.4: Configuração básica de um sistema gas-lift. 20 Embora apresente importantes vantagens em relação aos métodos convencionais de bombeamento de líquidos, o rendimento do sistema gas-lift é relativamente baixo, o que limita, ou até mesmo inviabiliza, sua utilização. Com o objetivo de aprofundar a compreensão dos mecanismos que caracterizam o escoamento bifásico no interior do riser e dos agentes que afetam o funcionamento do sistema, um número considerável de estudos tem sido realizado e publicado na literatura especializada, fornecendo elementos de orientação para o dimensionamento e a operação adequada do equipamento. O presente trabalho contribui nesta direção, oferecendo dados e informações sobre o comportamento de um sistema gas-lift submetido a variações em alguns de seus principais parâmetros físicos, geométricos e operacionais. 1.2 O SISTEMA GAS-LIFT 1.2.1 Generalidades Alguns autores, como Nenês et al. (1996), citam o engenheiro alemão Carl Loscher como sendo o inventor do sistema gas-lift. Entretanto, para Villela (1963), Carl Loscher foi apenas um dos primeiros pesquisadores a realizarem experimentos com este sistema, a partir de 1797. Ainda segundo o autor, existem registros comprovando a existência de um sistema gas-lift para o bombeamento de água, instalado na cidade de Chemming, Hungria, que já se encontrava em operação desde em 1782. Quando de sua criação, o sistema de bombeamento por gás comprimido foi primeiramente chamado de air-lift, uma vez que somente ar atmosférico era empregado para promover a elevação de água. Devido a suas vantagens, como, a fácil construção, a simples operação, o baixo custo de instalação e de manutenção e, ainda, por não conter partes mecânicas móveis em contato com o fluido a ser bombeado, este sistema logo despertou o interesse de vários seguimentos industriais. Na medida em que novas aplicações foram sendo encontradas, a utilização de outros gases passou a ser necessária e o sistema foi então rebatizado como gas-lift. Porém, sua característica principal permaneceu sempre inalterada, ou seja, propiciar o bombeamento de líquidos com a utilização de um gás comprimido. Um dos exemplos mais representativos de aplicação do sistema gas-lift, encontra-se na indústria petrolífera. Segundo Villela (1963), os primeiros testes com o sistema gas-lift na indústria do petróleo foram iniciados em 1909, quando ainda se usava o ar como o gás a ser 21 injetado no sistema. Devido a riscos de explosão no poço, por causa do oxigênio em contato com o combustível, que nesse caso é o petróleo, houve a necessidade de utilizar o gás natural da própria jazida. Apesar de todas as vantagens citadas anteriormente, o sistema gas-lift apresenta um sério inconveniente, que está relacionado ao seu baixo rendimento comparado com outros tipos de sistemas de bombeamento. Limitando a sua aplicação em alguns casos. Isso se deve ao fato da grande quantidade de gás comprimido que é consumido, representando um custo elevado de energia com o funcionamento do compressor. 1.2.2 Elementos constitutivos essenciais Com o apoio da Figura 1.5, os principais elementos que constituem um sistema gas-lift convencional podem ser identificados, juntamente com a nomenclatura adotada na definição de parâmetros que caracterizam o seu funcionamento. GC - Gás comprimido TI - Tubo injetor RI - Riser MGL - Mistura gás-líquido RE - Revestimento AE - Altura de elevação NE - Nível estático ND - Nível dinâmico HS - Submersão estática HL - Submersão dinâmica PI - Ponto de injeção Figura 1.5: Configuração básica de um sistema gas-lift. 22  Riser: Tubo de ascensão, por onde transita a mistura gás-líquido.  Tubo injetor: Tubo que conduz o gás comprimido do sistema de compressão até o ponto de injeção, localizado na região inferior do riser.  Injetor. Componente utilizado no ponto de injeção de gás de alguns sistemas gas-lift, que tem por finalidade a produção de bolhas com dimensões reduzidas, o que torna mais eficiente o processo de mistura do gás no interior do líquido.  Sistema de compressão de gás: O sistema de compressão é, em geral, composto por um único compressor, sobretudo nos sistemas do tipo air-lift, onde fluido injetado é o ar atmosférico. Quando uma maior vazão de gás é necessária, existe a possibilidade da utilização de dois ou mais compressores em paralelo.  Nível estático: Nível do líquido no reservatório de captação, antes do início da operação de bombeamento.  Nível dinâmico: Nível atingido pelo líquido no reservatório de captação durante a operação de bombeamento, a partir do momento em que a vazão de remoção de líquido se iguala à capacidade de produção do reservatório.  Submersão dinâmica (HL): Distância entre o nível dinâmico do reservatório e o ponto de injeção de gás comprimido.  Submersão estática (HS): Distância entre o nível estático do reservatório e o ponto de injeção do gás comprimido.  Altura de elevação (AE): Distância entre o ponto de descarga da mistura bifásica gás- líquido, localizado no topo riser, e o nível dinâmico do reservatório.  Razão de submersão (RS): Relação entre a altura de submersão dinâmica (HL) e a altura total, dada pela soma da altura de elevação (AE) e da altura de submersão dinâmica (HL). 1.2.3 Configurações possíveis Segundo Villela (1963), diferentes sistemas de injeção do gás podem ser adotados num sistema gas-lift. Os principais deles – Pohlé ou side inlet, Saunders e tubo central – são ilustrados na Figura 1.6. A Figura 1.6(a) mostra o sistema de injeção de gás do tipo Pohlé, patenteado por J. G. Pohlé, em 1892. Neste sistema, o tubo injetor desce paralelamente ao riser, até o ponto de injeção, onde se forma a mistura gás-líquido. Nos dias atuais, este sistema tem sido muito utilizado para bombear água de poços artesianos e para mineração subaquática. 23 (a) Modelo Pohlé ou side inlet. (b) Modelo Saunders. (c) Modelo tubo central. Figura 1.6: Tipos de injeção de gás – Adaptado Villela (1963). O sistema de injeção tipo Saunders, esquematizado pela Figura 1.6(b), foi proposto por W. L. Saunders, em 1898. Para eliminar o tubo injetor, o gás é pressurizado no espaço anular entre o revestimento do poço e o riser, a uma pressão capaz de abrir a válvula que controla a injeção gasosa para dentro do riser. Esse sistema logo atraiu o interesse da indústria petroquímica, por possibilitar a utilização de compressores de menor potência, viabilizando a extração de líquidos em profundidades consideráveis. Na Figura 1.6(c), tem-se o sistema de tubo central, que pode ser considerado como uma variante do sistema Pohlé. Nesta configuração, entretanto, o tubo injetor é posicionado no interior do riser. Assim, a mistura gás-líquido, que se forma na parte inferior do riser, sobe pelo espaço anular delimitado pelo tubo injetor e o riser. Tal sistema é encontrado com certa freqüência em poços artesianos e em reatores bioquímicos. 1.2.4 O sistema gas-lift na indústria do petróleo O sistema gas-lift aplica-se muito bem à ascensão de líquidos com viscosidade elevada, mesmo quando grandes alturas de elevação estão envolvidas. Esta característica 24 motivou fortemente a utilização deste sistema na indústria petrolífera. Além disso, a maioria das jazidas de petróleo contém gás natural, que pode ser utilizado como agente propulsor, barateando significativamente o custo de bombeamento. A Figura 1.7 ilustra o funcionamento de uma coluna típica de produção de petróleo utilizando o sistema Saunders com válvulas automáticas instaladas em série. A pressão de abertura destas válvulas, representadas esquematicamente na Figura 1.7(f), é ajustada individualmente para cada válvula, em função de sua posição na coluna de produção. Antes do início de operação, certa quantidade de líquido ocupa o interior do poço, como mostra a Figura 1.7(a). Este líquido recebe o nome de fluido de amortecimento e sua retirada é conhecida como descarga do poço. No momento da partida do sistema, todas as válvulas imersas no fluido de amortecimento encontram-se abertas, enquanto aquelas posicionadas acima do nível de líquido são mantidas fechadas. Iniciada a injeção de gás, a pressão no espaço anular aumenta, obrigando o líquido a escoar, através das válvulas, para dentro da coluna de produção – Figura 1.7(b). Quando a primeira válvula inicialmente imersa for descoberta, Figura 1.7(c), gás é injetado na coluna de produção, promovendo a extração do líquido e baixando ainda mais o nível no espaço anular, até que a segunda válvula inicialmente imersa seja descoberta – Figura 1.7(d). A pressão exercida pelo gás provoca, então, o fechamento automático da válvula anterior e a injeção do gás passa a ser realizada exclusivamente por esta válvula. O processo se repete, até que a última válvula, localizada no ponto em que se deseja a injeção contínua de gás, seja alcançada, permanecendo todas as demais válvulas fechadas, como representado na Figura 1.7(e). Há de se acrescentar, ainda, que este sistema pode ser operado em modo contínuo (GLC) ou intermitente (GLI). O modo contínuo é mais adequado para utilização em poços com alto índice de produtividade e elevada pressão de fundo. O modo intermitente, por sua vez, é freqüentemente empregado em poços maduros, com baixa pressão de fundo, substituindo com vantagens o bombeamento mecânico ou o próprio GLC. A Tabela 1.1 compara as principais características operacionais destes dois modos de produção. De acordo com Thomas (2004), o ciclo de operação de um poço com gas-lift intermitente é determinado pelo tempo em que ocorre a elevação de uma golfada de líquido da base do poço até a superfície. Como ilustrado na Figura 1.8, este ciclo pode ser dividido em três períodos distintos: a) período de alimentação; b) período de elevação; e c) período de redução da pressão na coluna de produção. 25 (a) Estado inicial do poço. (b) Início do processo. . (c) Primeira válvula injetando gás. (d) Segunda válvula injetando gás. (e) Fim do processo. (f) Representação esquemática de uma válvula gas-lift – Carvalho Filho (2004). Figura 1.7: Operação de descarga de um poço de gas-lift na indútria petrolífera. 26 Tabela 1.1: Quadro comparativo dos sistemas GLC e GLI – Carvalho Filho (2004). CARACTERÍSTICA GAS-LIFT CONTÍNUO (GLC) GAS-LIFT INTERMITENTE (GLI) Eficiência Razoável (eficiência típica de 5% a 30%). Baixa (eficiência típica de 5% a 10%). Flexibilidade Excelente (a vazão de líquido extraído é diretamente ajustada pela vazão de gás injetado). Boa (a vazão de líquido extraído é ajustada através do tempo de injeção e da freqüência dos ciclos de operação do sistema). Confiabilidade Excelente Excelente Investimento inicial Baixo (os custos das linhas de injeção e produção podem ser significativos, a adoção de centrais de compressão reduz o custo por poço). Semelhante ao GLC. Custos operacionais O custo de compressão varia com o acionamento e a manutenção do compressor. Semelhante ao GLC. Emprego Sistemas de grande vazão, para poços com alto índice de produtividade e elevada pressão de fundo. Utilizado em substituição ao bombeamento mecânico com hastes e em poços com baixa pressão de fundo, equipados originalmente com GLC. No período de alimentação, ocorre a entrada de líquido proveniente do reservatório na coluna de produção. A válvula de gas-lift e o controlador de injeção de gás (intermitor) estão fechados, enquanto que a válvula de pé se encontra aberta. Essa configuração se mantém até que seja acumulada certa quantidade de líquido na coluna de produção. A quantidade de líquido acumulada depende da pressão hidrostática do reservatório e do tempo decorrido até a abertura da válvula gas-lift. O período de injeção, por sua vez, é caracterizado pela ascensão do líquido acumulado na coluna de produção. Nesse período, o intermitor e a válvula gas-lift são abertos, enquanto que a válvula de pé se fecha, permitindo que o gás injetado no espaço anular seja introduzido na coluna de produção, através da válvula gas-lift. 27 Finalmente, no período de redução de pressão, a injeção de gás é cessada, com o fechamento do intermitor, e a pressão no interior do espaço anular começa a cair, até que haja o fechamento da válvula gas-lift. Com a diminuição da pressão na coluna de produção, decorrente da descarga do líquido, ocorre a abertura da válvula de pé, permitindo a entrada de líquido proveniente do reservatório. Após esta etapa, um novo ciclo é iniciado. (a) Alimentação. (b) Injeção. (c) Redução de pressão. Figura 1.8: Ciclo de operação do GLI – Adaptado Thomas (2004). 1.3 OBJETIVOS DO TRABALHO No presente trabalho, um dispositivo experimental foi inteiramente projetado, construído e testado, para permitir o estudo do comportamento de um sistema gas-lift de pequeno porte submetido a alterações em alguns de seus parâmetros geométricos e de funcionamento. Mais especificamente, os objetivos deste estudo podem ser assim resumidos: a) Identificar os padrões assumidos pelo escoamento bifásico no interior do riser, mediante a interpretação de imagens fotográficas; b) Quantificar parâmetros característicos do escoamento bifásico no interior do riser, usando como ferramenta a interpretação de imagens obtidas por cinematografia ultra-rápida; 28 c) Comparar as configurações de escoamento, identificadas experimentalmente em diferentes condições de teste, com mapas de fluxo propostos por outros autores. d) Obter as curvas características do sistema do sistema para diferentes vazões de ar suprido, razões de submersão e configurações do injetor; e) Determinar a eficiência apresentada pelo sistema em diferentes condições de operação. CCAAPPÍÍTTUULLOO 22 RREEVVIISSÃÃOO BBIIBBLLIIOOGGRRÁÁFFIICCAA Os primeiros estudos experimentais envolvendo o sistema gas-lift datam do final do século XIX. O principal foco destes trabalhos voltava-se para o estabelecimento de correlações empíricas que pudessem auxiliar no dimensionamento do sistema. Faltava, porém, a estas correlações, a necessária generalidade para cumprir satisfatoriamente este papel. Pouco tempo depois, alguns autores passaram a desenvolver análises teóricas do sistema, na tentativa de predizer seu desempenho, com base em balanços energéticos. Estas análises, por sua vez, eram bastante limitadas, em virtude dos conhecimentos ainda rudimentares que se tinha, naquela época, sobre a dinâmica do escoamento bifásico. Com isso, importantes fenômenos físicos que ocorrem no escoamento no interior do riser, como o escorregamento entre as fases, não era levado em consideração. Os trabalhos de Stepanoff (1929) e Pickert (1932) são bons exemplos de estudos realizados nessa etapa. Utilizando fundamentos termodinâmicos, Stepanoff (1929) delineou uma teoria para explicar as perdas de carga em um sistema gas-lift, enquanto Pickert (1932), aplicando o balanço de energia a uma superfície de controle envolvendo o riser, propôs um modelo para a predição do rendimento de sistema. Ainda que esses e outros estudos não tenham atingido plenamente seus objetivos, os resultados qualitativos gerados na condução destas pesquisas foram de grande importância prática, trazendo novos conhecimentos sobre o funcionamento do sistema e identificando alguns dos parâmetros que determinam o desempenho do gas-lift, como a razão de submersão, a vazão de gás suprido e o diâmetro do riser, dentre vários outros. A partir de então, um número expressivo de autores procuraram quantificar a contribuição destes parâmetros no desempenho global do sistema, com o intuito de aperfeiçoar os critérios de dimensionamento do gas-lift. Os avanços no estudo do escoamento bifásico possibilitaram o surgimento de uma nova forma de abordagem para o estudo do sistema gas-lift. Aplicando conhecimentos básicos de escoamento bifásico, Nicklin (1963) e Stenning e Martin (1968) obtiveram bons resultados na predição do desempenho do sistema. 30 Todoroki et al. (1973) realizaram um estudo teórico do sistema gas-lift, considerando como permanente o escoamento no interior do riser. Desprezando apenas o termo referente a variação de quantidade de movimento da fase gasosa e considerando a ocorrência de escoamento pistonado ao longo de todo o riser, os autores obtiveram correlações empíricas para expressar a fração de líquido e as perdas de carga que ocorrem no escoamento bifásico. Quando comparados com resultados experimentais de outros autores, os resultados fornecidos pelo modelo proposto mostraram concordância satisfatória, sobretudo para instalações com diâmetro do riser compreendido entre 25 e 100 mm, operando com razões de submersão na faixa de 0,4 a 0,8. Considerando o sistema gas-lift como sendo um sistema termodinâmico fechado, composto por dois fluidos inviscidos – gás e líquido – e, considerando, ainda, que a energia potencial requerida para elevar o líquido seja suprida com a expansão isotérmica do gás no riser, Husain e Spedding (1976) propuseram um modelo para descrever o comportamento do sistema. Os resultados obtidos com o modelo apresentaram boa concordância com os dados experimentais de Gosline (1936), enquanto que, ao ser confrontado com os dados de Govier et al. (1957), o modelo mostrou consistência apenas para os casos com elevada velocidade de líquido. Por outro lado, utilizando diferentes configurações de sistemas gas-lift, Jeelani et al. (1979) concluíram que o modelo proposto por Husain e Spedding (1976) é válido apenas para sistemas com risers de pequeno diâmetro. O modelo foi validado para sistemas com diâmetro interno do riser menor do que 3,5 mm. Com a finalidade de aumentar a eficiência do processo de bombeamento, Khalil e Elshorbagy (1979) desenvolveram um riser de baixa rugosidade, capaz de reduzir o atrito entre a mistura gás-líquido e a parede. Seus resultados mostraram uma redução no coeficiente de atrito, tanto para o escoamento monofásico quanto para o bifásico, aumentando a eficiência do sistema e diminuindo a submersão estática requerida na partida. Parker (1980) estudou experimentalmente o efeito do desenho da geometria do injetor sobre o desempenho de um sistema gas-lift. Neste trabalho, o autor comparou dois tipos de injetores – o tipo bico e o tipo jaqueta. Para grandes vazões de gás, o injetor do tipo bico propiciou um aumento na capacidade de bombeamento, quando comparado com o injetor do tipo jaqueta. Além disso, o autor observou que, ao diminuir o diâmetro dos furos de ambos os injetores, houve uma queda acentuada na eficiência do sistema. De posse de todos estes resultados, Parker (1980) pôde estender o modelo proposto por Stenning e Martin (1968), 31 permitindo a predição do funcionamento de sistemas gas-lift equipados com injetores do tipo bico. Clark e Dabolt (1986) propuseram um modelo capaz de descrever o comportamento de um sistema gas-lift em regime permanente, dando ênfase na aplicação em plantas de reprocessamento de combustível nuclear. Considerando a contribuição da perda de carga por atrito no cálculo do gradiente de pressão global pouco significativa, os autores efetuaram apenas uma estimativa grosseira das perdas no interior do riser, usando as correlações de Lockhart-Martinelli (1949). Ainda assim, as curvas geradas a partir desse modelo apresentaram uma boa concordância com dados experimentais. Depois de algum tempo, entretanto, Cachard e Delhaye (1996) mostraram que o modelo desenvolvido de Clark e Dabolt (1986) era falho para sistemas com risers de pequeno diâmetro interno, extensamente usados em plantas nucleares. Estudos experimentais mostrando o efeito da adição de surfactante ao líquido bombeado foram realizados por Khalil e Mansour (1990). Nesse trabalho, os autores provaram que o uso de pequenas concentrações de surfactante é capaz de aumentar, de forma significativa, o desempenho de um sistema gas-lift. Além disso, Khalil e Mansour (1990) realizaram testes experimentais para estudar os efeitos do método de injeção no desempenho de um sistema gas-lift. Os resultados obtidos mostraram que o tamanho e a distribuição das bolhas no riser exercem grande influência sobre a eficiência do sistema. De maneira geral, quanto mais homogênea for a mistura formada no riser, menor será o escorregamento e, conseqüentemente, maior a eficiência do sistema. Levando em conta os efeitos da tensão superficial na velocidade de ascensão das bolhas no riser, Reinemann et al. (1990) complementaram o modelo apresentado por Nicklin (1963), estudando o desempenho de sistemas gas-lift com risers de diâmetro interno na faixa de 3 mm a 20 mm. Os autores mostraram que, para pequenos diâmetros de risers, a velocidade de ascensão das bolhas é fortemente afetada pelos efeitos da tensão superficial, o que influencia a eficiência e a razão de submersão ótima do sistema. Um estudo experimental foi desenvolvido por Morrison et al. (1987), mostrando que o desempenho de um sistema gas-lift pode ser afetado de forma considerável pela vazão de gás e pela forma como se dá a injeção do gás no interior do riser. Ao utilizar um injetor com oito furos, os autores notaram um aumento na eficiência do sistema, quando comparado com um injetor de quatro furos. 32 Para investigar experimentalmente o efeito do injetor na eficiência de um sistema air- lift, Khalil et al. (1999) alteraram a razão de submersão e a vazão de ar para nove diferentes configurações de injetor, em um sistema de pequeno porte. Segundo os autores, o injetor com três furos mostrou-se o mais eficiente para quase todas as razões de submersão. Utilizando o modelo de Stenning e Martin (1968) com a modificação proposta por Parker (1980), Abed (2003) examinou teoricamente os parâmetros que afetam o desempenho de cinqüenta e cinco configurações de sistemas air-lift, alterando o diâmetro, o comprimento e a razão de submersão do riser. Nesse estudo, foram estabelecidas, para cada configuração estudada, a quantidade de ar suprida para a obtenção do ponto de máximo rendimento e a quantidade mínima de ar que deve ser fornecida para que o sistema entre em operação. Guet et al. (2003) mantiveram o fluxo de ar constante e diminuíram o tamanho inicial das bolhas em um sistema gas-lift, constatando que o tamanho e a concentração de bolhas podem influenciar a vazão de líquido bombeado, alterando a eficiência do sistema. Segundo os autores, a distribuição de bolhas influencia na coalescência próximo ao injetor, antecipando ou postergando a mudança do padrão de escoamento. Baseados no modelo drift-flux, os autores propuseram um modelo teórico relacionando a eficiência do sistema e o tamanho das bolhas. Os resultados obtidos com este novo modelo se mostraram consistentes com os dados experimentais apresentados. A influência da presença de uma curva no riser sobre o desempenho de um sistema gas-lift de pequeno diâmetro usado para o transporte de partículas sólidas foi analisado por Fujimoto et al. (2004). Usando dados quantitativos e imagens fotográficas, os autores avaliaram três diferentes configurações de risers, considerando, sobretudo, o movimento de partículas nas proximidades da curva. Uma queda importante no desempenho do sistema foi observada no caso em que a curva foi posicionada acima do injetor de gás. Nesta situação, os autores constataram, ainda, que um aumento no fluxo de partículas produz uma diminuição no fluxo de líquido. Awari et al. (2007) analisaram experimentalmente a eficiência de um sistema air-lift variando a razão de submersão, a vazão de ar suprido, o diâmetro do riser e a forma como o ar é injetado no sistema. Utilizando injetores com um único orifício, os autores mostraram que o diâmetro ótimo do furo deve ser escolhido em função do diâmetro do riser. Vários estudos têm demonstrado que a operação instável de um sistema gas-lift pode comprometer seriamente seu rendimento. Um dos primeiros estudos sobre a operação instável de sistemas gas-lift foi realizado por Hjalmars (1973). Nesse trabalho, o autor considerou que 33 o principal mecanismo responsável indução de instabilidades está associado às oscilações na densidade do fluido no interior do riser. Com base na análise do termo transiente da equação da quantidade de movimento, Hjalmars (1973) propôs uma metodologia para prever condições de operação capazes de tornar instável o funcionamento do sistema. Apesar de seu grande potencial de aplicação em situações práticas, o modelo escolhido pelo autor para representar o escoamento bifásico dentro do riser – modelo homogêneo – mostrava-se inadequado, principalmente por não considerar o escorregamento entre as fases. Depois de aperfeiçoar o modelo de Hjalmars (1973), utilizando o modelo de dois fluidos para representar o escoamento bifásico, Apazidis (1985) estudou a influência do tamanho inicial das bolhas no desempenho e na estabilidade de um sistema gas-lift. Nesse trabalho, o autor mostrou que, diminuindo-se o diâmetro médio das bolhas de gás de 4 mm para 1 mm, mantendo-se as demais condições inalteradas, é possível obter um aumento de até 10% na vazão de líquido bombeado. Além disso, ficou demonstrado que essa mesma diminuição do diâmetro médio das bolhas pode produzir um aumento médio de 8% nos valores da submersão crítica. Anos mais tarde, um estudo minucioso sobre instabilidades no funcionamento de sistemas gas-lift foi apresentado por Cachard e Delhaye (1997). Os resultados teóricos e experimentais dos autores mostraram que os efeitos decorrentes de alterações nos parâmetros responsáveis pela estabilidade do sistema são bastante complexos e intrincados. A variação de um dado parâmetro tanto pode estabilizar como desestabilizar o sistema, dependendo dos valores apresentados pelas demais variáveis de funcionamento. Os autores citam, entre outras coisas, a importância de se incluir na análise de estabilidade de um sistema gas-lift o efeito da compressibilidade do gás entre a válvula reguladora e o dispositivo de injeção. Num estudo recente, Aamo et al. (2005) propuseram um dispositivo para monitorar e controlar as instabilidades no escoamento bifásico dentro do riser. Os resultados mostraram que controle eficiente de instabilidades pode aumentar substancialmente as taxas de bombeamento de líquido, mantendo inalterado o gasto energético. De fato, mesmo sem conseguir distinguir a contribuição individual dos diferentes mecanismos responsáveis pela operação instável do sistema, os autores mostraram que o uso deste controlador pode propiciar um aumento de até 5 % na taxa de bombeamento, em relação a um sistema convencional. Pela vantagem de não conter partes móveis em contato com o fluido a ser bombeado, a utilização do gas-lift para o transporte de partículas sólidas passou a ser investigada por 34 alguns pesquisadores, com vistas à aplicação do sistema na mineração subaquática. Um dos trabalhos pioneiros nesta área foi publicado por Kato et al. (1975). A partir da equação da quantidade de movimento, usada para representar o escoamento bifásico no interior do riser, e um balanço de forças aplicado sobre partículas sólidas, os autores conseguiram avaliar a eficiência do sistema no transporte destas partículas. Quando comparados com dados experimentais, os resultados teóricos obtidos apresentaram boa concordância. Posteriormente, Yoshinaga e Sato (1996) utilizaram ar e água como fluidos de trabalho em uma unidade experimental gas-lift, para avaliar o transporte de partículas esféricas. Também baseados na equação da quantidade de movimento, os autores propuseram um modelo que descreve o escoamento multifásico no riser. Alterando o diâmetro do riser, o diâmetro das partículas e a razão de submersão, Yoshinaga e Sato (1996) obtiveram uma relação entre a vazão de ar suprido, a quantidade de água bombeada e a descarga de partículas sólidas. Comparando os resultados obtidos com dados experimentais de diferentes autores, Yoshinaga e Sato (1996) comprovaram a validade de seu modelo, tanto para sistemas de pequenas dimensões, instalados em laboratório, como para sistemas de dimensões industriais. Os mapas de fluxo constituem, atualmente, importantes ferramentas de análise do escoamento bifásico. Nos últimos anos, mapas deste tipo têm sido criados para aplicações específicas, como evaporadores, condensadores e tubos de pequeno diâmetro. Seguindo essa linha de pesquisa, Samaras e Margaris (2005) desenvolveram um mapa de fluxo específico para sistemas gas-lift, validando-o com dados experimentais de outros autores. Além de constituir uma importante ferramenta para a predição do desempenho de sistemas gas-lift, tal mapa mostra, de forma direta, os padrões de escoamento que podem ser esperados dentro do riser para uma dada condição de funcionamento, fornecendo, ainda, subsídios para eventuais estimativas de fração de vazio. A guisa de conclusão, pode-se dizer que o sistema gas-lift, desde o seu surgimento, tem sido objeto de um grande número de estudos teóricos e experimentais. Diferentes metodologias de análise têm sido empregadas como ferramenta, resultando num volume considerável de dados e informações sobre aspectos fundamentais e aplicados do tema. Todo este esforço permitiu entender e controlar alguns dos principais mecanismos que afetam a estabilidade e o desempenho do sistema. Atualmente, a melhor compreensão fenomenológica do escoamento bifásico no interior do riser, associada aos notáveis avanços na tecnologia dos computadores, abre novos horizontes para que a modelagem e a simulação numérica do funcionamento de sistemas gas-lift completos ocupem um lugar de destaque no aprimoramento deste tipo de aparato. CAPÍTULO 3 CCOONNSSIIDDEERRAAÇÇÕÕEESS SSOOBBRREE EESSCCOOAAMMEENNTTOO BBIIFFÁÁSSIICCOO 3.1 DEFINIÇÃO DE PARÂMETROS BÁSICOS Classicamente, são considerados multifásicos os escoamentos que ocorrem quando duas ou mais fases de uma mesma substância, ou de substâncias diferentes, estão presentes simultaneamente, separadas por interfaces de espessura infinitesimal. Quando apenas duas fases se fazem presentes, tal como tipicamente acontece no interior de um sistema gas-lift, o escoamento é dito bifásico. As características macroscópicas deste tipo de escoamento são estabelecidas por diferentes parâmetros dimensionais e adimensionais, muitos dos quais serão utilizados no decorrer deste trabalho e cujas definições são apresentadas a seguir. Considere-se a Figura 3.1, representando esquematicamente um escoamento bifásico gás-líquido dentro de um duto inclinado de um ângulo β qualquer. O subscrito L designa a fase líquida, enquanto o subscrito G refere-se à fase gasosa. As variáveis V e Q representam, respectivamente, a velocidade média e a vazão volumétrica da fase, enquanto A denota a área que a fase ocupa na seção transversal do tubo. Figura 3.1: Representação esquemática dos parâmetros básicos no escoamento bifásico. A velocidade superficial da fase líquida, VSL, é definida como a razão entre a vazão volumétrica da fase líquida, QL , e a área total da seção transversal do tubo, A. A Q V L SL = (3.1) De maneira similar, a velocidade superficial da fase gasosa, VSG, é dada pela razão 36 entre a vazão volumétrica da fase gasosa, QG , e a área total da seção transversal do tubo, A. A QV G SG = (3.2) Nestas duas equações, a área total da seção transversal do tubo, A, corresponde à soma entre a área da seção transversal ocupada pela fase líquida, AL, e a área ocupada pela fase gasosa, AG , ou seja, GL AAA += (3.3) A velocidade de mistura, VM , é definida como sendo a soma das velocidades superficiais de ambas as fases, como mostra a equação: SGSLM VVV += (3.4) A fração da área transversal total do tubo ocupada pelo gás é denominada fração de vazio, α, podendo ser calculada por: A AG=α (3.7) ou, ainda, por: ( ) A AL=−α1 (3.8) Conhecida a fração de vazio, α, a velocidade média de cada fase na seção do tubo pode ser determinada, com o auxílio das expressões: ( )α−== 1 SL L L L V A QV (3.9) α SG G G G V A QV == (3.10) A vazão em massa total é representada por �̇�𝑚 e representa a soma da vazão em massa 37 da fase líquida, �̇�𝑚𝐿𝐿, e da fase gasosa, �̇�𝑚𝐺𝐺 . O conceito de título no escoamento bifásico não deve ser confundido com a definição de título termodinâmico. Na termodinâmica, o título, x, é definido como a razão entre a massa de vapor e massa total da mistura, ou seja, GL G mm mx + = (3.11) Já no escoamento bifásico, o título, x*, representa a razão entre a vazão em massa de vapor e a vazão em massa total, podendo ser calculado pelas equações: 𝑥𝑥∗ = 𝑚𝑚𝐺𝐺̇ 𝑚𝑚𝐿𝐿̇ + 𝑚𝑚𝐺𝐺̇ (3.12) (1 − 𝑥𝑥∗) = 𝑚𝑚𝐿𝐿̇ 𝑚𝑚𝐿𝐿̇ + 𝑚𝑚𝐺𝐺̇ (3.13) Vale ressaltar que, embora conceitualmente distintas, as definições de título termodinâmico e título bifásico serão coincidentes quando houver equilíbrio termodinâmico e hidrodinâmico entre as fases. O título bifásico é frequentemente denominado fração de secagem (dryness fraction), enquanto seu complemento, a quantidade (1-x*), é conhecida como fração de umidade (wetness fraction). O fluxo de massa de cada fase é definido por: ( )*1 xGV A mG LSL L L L −=== ρ  (3.14) *GxV A mG GSG G G G === ρ  (3.15) Finalmente, a razão de escorregamento S, definida como a razão entre as velocidades da fase gasosa e da fase líquida, é expressa matematicamente por: 38 L G V VS = (3.11) 3.2. ESCOAMENTO VERTICAL ASCENDENTE Num escoamento tubular bifásico gás-líquido, a distribuição espacial das fases no interior de um tubo depende das velocidades típicas das fases, das propriedades físicas dos fluidos envolvidos – notadamente a massa específica, a viscosidade e a tensão superficial – e da orientação do tubo, se vertical, inclinado ou horizontal. Dependendo das condições, diferentes padrões de escoamento podem ser encontrados. A Figura 3.2, elaborada com base no trabalho de Taitel et al. (1980), apresenta as principais configurações observadas no escoamento ascendente dentro de um tubo circular vertical, as quais são discutidas a seguir. (a) Escoamento em bolhas. (b)Escoamento pistonado. (c) Escoamento agitado. (d) Escoamento anular. Figura 3.2: Padrões de escoamento observados em um escoamento vertical bifásico ascendente – Taitel et al. (1980). No escoamento em bolhas (bubble flow), Figura 3.2(a), a fase gasosa encontra-se dispersa na fase líquida contínua e, tipicamente, a velocidade superficial do gás é baixa. Com o aumento do fluxo de gás, estas bolhas aumentam de tamanho, através de um processo de coalescência. Com o aumento da vazão de gás, as bolhas passam a se aglomerar, favorecendo o 39 processo de coalescência. Com isso, bolhas significativamente maiores, com razoável simetria radial, podem ser observadas. Estas grandes estruturas gasosas na forma de projéteis recebem o nome de bolhas de Taylor e ocupam praticamente todo o diâmetro do tubo, deixando apenas uma fina camada de líquido entre elas e a parede do tubo. Este padrão é conhecido como escoamento pistonado (slug flow) e sua configuração típica está ilustrada na Figura 3.2(b). Aumentando-se a velocidade superficial do gás, o escoamento passa de pistonado para agitado (churn flow), Figura 3.2(c). Neste processo, ocorre o rompimento e a deformação das bolhas de Taylor. Caracterizado por um padrão bem mais desordenado que o anterior, no escoamento agitado as duas fases coexistem na zona central do tubo, onde se movimentam de maneira caótica, com uma camada mais espessa de líquido escoando na região parietal. O escoamento anular (annular flow), representado na Figura 3.2(d), ocorre com altas velocidades e concentrações de gás. Nestas condições, líquido flui numa fina camada anular em contato com a parede do tubo, carregando pequenas bolhas dispersas, enquanto o gás escoa na parte central da tubulação, transportando pequenas gotas de líquido. 3.3. MAPA DE FLUXO. Os padrões típicos de escoamento e seus respectivos limites de transição são representados graficamente nos chamados mapas de fluxo. Tais mapas constituem ferramentas de grande utilidade prática, justificando os consideráveis esforços realizados na obtenção de mapas cada vez mais confiáveis. A geração destes mapas pode ser feita de duas maneiras diferentes: a partir do tratamento de uma grande amostra de dados experimentais ou através da análise teórica dos mecanismos de transição. No primeiro caso, os mapas produzidos são de natureza empírica e, portanto, limitados à faixa coberta pelos respectivos dados que lhes deram origem. No segundo caso, as alterações nos padrões de escoamento são estabelecidas com base em modelos mecanicistas. Na literatura, vários modelos são propostos para predizer a transição. Tais modelos incorporam os principais parâmetros de operação do sistema, podendo ser aplicados em uma grande faixa de situações. Porém, deve-se ressaltar que correlações empíricas são requeridas para o fechamento do modelo. A seleção de parâmetros apropriados para apresentar, de forma clara e eficiente, as condições que determinam a transição de um padrão de escoamento para outro ainda 40 constitui um assunto de discussão entre pesquisadores. A maioria dos autores, entretanto, vem adotando como coordenadas as velocidades superficiais das fases. A Figura 3.3 mostra dois diferentes mapas de fluxo, propostos em épocas diferentes e por diferentes autores. Ainda que ambos adotem o mesmo sistema de coordenadas, pode-se constatar que o mapa de Taitel et al. (1980) cobre uma faixa significativamente maior de velocidades VSL e VSG . O mapa de Samaras e Margaris (2005), entretanto, é mais confiável para aplicação em risers de sistemas gas-lift, uma vez que, na verdade, trata-se do famoso mapa de Hewitt e Roberts (1969), adaptado, pelos autores, para prever os padrões de escoamento bifásico no interior de sistemas gas-lift. (a) Taitel et al.(1980). (b) Samaras e Margaris (2005). Figura 3.3: Mapas de fluxo para o escoamento vertical ascendente. 3.4 RELAÇÕES DE FECHAMENTO PARA O ESCOAMENTO PISTONADO. O padrão pistonado é predominante no sistema gas-lift. Trata-se de um padrão bastante dinâmico, caracterizado pela presença de longas bolhas de gás, que ocupam praticamente toda a seção transversal do tubo, intercaladas com porções de líquido contendo bolhas dispersas de gás. O procedimento usualmente adotado em sua modelagem consiste em dividir uma unidade do escoamento em duas subunidades, uma formada pelo pistão líquido e a outra pela bolha alongada de Taylor, como representado na Figura 3.4. O pistão líquido é tratado como uma região onde o padrão de bolhas dispersas prevalece. A região da bolha alongada, por sua vez, 0.1 1 10 100 0.01 0.1 1 10 V SL (m /s ) VSG (m/s) AnularAgitadoPistonado Bolhas Dispersas 0 2 4 6 8 10 12 14 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 V SL (m /s ) VSG (m/s) AnularPistonado Agitado Bolhas 41 pode ser adequadamente tratada com o auxílio de modelos mecanicistas, cujo fechamento apóia-se em correlações para o cálculo da velocidade da bolha de Taylor e a da freqüência característica do escoamento pistonado. Figura 3.4: Representação de uma célula unitária. Um dos primeiros estudos sobre o movimento de uma bolha de Taylor no escoamento pistonado foi realizado por Nicklin et al. (1962). Neste trabalho, os autores propuseram que a velocidade de deslocamento da bolha, VBT , fosse calculada pela equação: 𝑉𝑉𝐵𝐵𝐵𝐵 = 𝐶𝐶0𝑉𝑉𝑀𝑀 + 𝐶𝐶1�𝑔𝑔𝑔𝑔 (3.12) onde o parâmetro C0 está associado ao perfil de velocidade do pistão de líquido, enquanto a constante C1 pondera a velocidade de escorregamento, que é definida como a diferença entre as velocidades do gás e do líquido. Na Equação (3.12), a parcela que representa a velocidade de escorregamento, 𝐶𝐶1�𝑔𝑔𝑔𝑔 – onde g é a força gravitacional e D o diâmetro do tubo – descreve a velocidade de escorregamento para o líquido estagnado, ou seja, considerando-se a velocidade do líquido igual a zero. Nicklin et al. (1962) obtiveram experimentalmente os valores de C0 = 1,2 e C1 A equação proposta por Nicklin et al. (1962) tem sido adotada por diferentes autores, alguns dos quais preconizam valores ou formas alternativas de cálculo para as constantes C = 0,351. 0 e C1 A freqüência característica do escoamento pistonado é definida como sendo a . Num recente trabalho de revisão, Rodrigues et al. (2007) apresentam as principais opções para a obtenção destas constantes, as quais estão resumidas na Tabela 3.1. 42 recíproca do tempo necessário para que a parte frontal da bolha de Taylor percorra todo o comprimento da célula unitária. Dois tipos de modelos aparecem na literatura, a saber: correlações mecanicistas, que não são muitas, e correlações empíricas, em número bem maior. Deve-se assinalar, ainda, que a maioria das correlações empíricas foram obtidas para escoamento horizontal. Rodrigues et al. (2007) apresentam duas correlações existente para o escoamento bifásico vertical – a correlação de Zabaras (2000) e a correlação de Sakaguchi (2001). Tabela 3.1: Correlações para os coeficientes C0 e C1 utilizados na Equação (3.12) – Rodrigues et al. (2007). AUTOR C0 C1 Nicklin et al. (1962) 1,2 0,351 Dukler et al. (1985) 1,225 - Théron (1989) 1,3 − 0,23 𝛤𝛤 + 0,23(𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠)2 �−0,5 + 0,8 𝛤𝛤 � 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑠𝑠𝑠𝑠 + 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 Petalas e Aziz (1998) 1,64 + 0,12𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑅𝑅𝑠𝑠𝑉𝑉𝑀𝑀 0,031 - Nas correlações de Théron (1989) para C0 e C1 , Γ é dado por: 𝛤𝛤 = 1 + � 𝐹𝐹𝐹𝐹𝑉𝑉𝑀𝑀 3,5 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑠𝑠𝑠𝑠� (3.13) onde o número de Froude relacionado à velocidade de mistura (FrVM ) é definido como: 𝐹𝐹𝐹𝐹𝑉𝑉𝑀𝑀 = 𝑉𝑉𝑀𝑀 �𝑔𝑔𝑔𝑔 (3.14) O número de Reynolds baseado na velocidade de mistura (ReVM ), que aparece na correlação de Petalas e Aziz (1998) para o cálculo de C0 , é expresso como: 𝑅𝑅𝑠𝑠𝑉𝑉𝑀𝑀 = 𝜌𝜌𝐿𝐿𝑉𝑉𝑀𝑀𝑔𝑔 𝜇𝜇𝐿𝐿 (3.15) 43 Zabaras (2000), em seu estudo, revisou seis correlações empíricas e duas mecanicistas. Como nenhum dos modelos estudados fazia referência ao escoamento vertical, o autor propôs um fator de correção para a correlação de Gregory e Scott (1969), levando em conta a inclinação do tubo. Utilizando ar-água e ar-óleo, Zabaras (2000) extraiu resultados para tubos entre 25 e 203 mm. A correlação obtida pelo autor pode ser representada pela Equação (3.16). 𝑓𝑓 = 0,0226 � 𝑉𝑉𝑆𝑆𝐿𝐿 𝑔𝑔𝑔𝑔 � 19,75 𝑉𝑉𝑀𝑀 + 𝑉𝑉𝑀𝑀�� 1,2 ∅ (3.16) onde φ é o fator de correção e é dado por. ∅ = 0,836 + 2,75𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠0,25𝑠𝑠 (3.17) Usando trezentos e trinta e sete pontos experimentais para sistemas ar-água, ar-água em solução com NaOH, K 3 Fe(CN) 6 , K 4 Fe(CN) 6 e CO 2 -água em tubos variando de 8 a 50,3 mm, Sakaguchi (2001) propôs uma correlação para a freqüência de passagem das bolhas de Taylor que leva em conta as propriedades dos fluidos no escoamento vertical. Esta correlação pode ser descrita pela Equação (3.18). 𝑓𝑓 = �16100 � 𝑔𝑔 𝑉𝑉𝑀𝑀 � � 𝑉𝑉𝑆𝑆𝐺𝐺 𝑉𝑉𝑀𝑀 � 1,38 � 𝑉𝑉𝑆𝑆𝐿𝐿 𝑉𝑉𝑀𝑀 � −0,166 � 𝑉𝑉𝑀𝑀 �𝑔𝑔𝑔𝑔 � −0,317 � 𝜌𝜌𝐿𝐿𝑔𝑔𝑉𝑉𝑀𝑀 𝜇𝜇𝐿𝐿 � 1,61 � 𝜌𝜌𝐿𝐿𝑔𝑔𝑉𝑉𝑀𝑀2 𝜎𝜎 � −0,564 � 𝜇𝜇𝐺𝐺 𝜇𝜇𝐿𝐿 � 0,333 + 0,087� −1 (3.18) A Tabela 3.2 apresenta as duas correlações para o cálculo da freqüência de passagem das bolhas de Taylor no escoamento vertical pistonado. Tabela 3.2: Equações para o cálculo da freqüência de passagem das bolhas de Taylor no escoamento pistonado. AUTOR CORRELAÇÃO Zabaras (2000) 𝑓𝑓 = 0,0226 � 𝑉𝑉𝑆𝑆𝐿𝐿 𝑔𝑔𝑔𝑔 � 19,75 𝑉𝑉𝑀𝑀 + 𝑉𝑉𝑀𝑀�� 1,2 (0,836 + 2,75𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠0,25𝑠𝑠) Sakaguchi (2001) 𝑓𝑓 = �16100 � 𝑔𝑔 𝑉𝑉𝑀𝑀 � � 𝑉𝑉𝑆𝑆𝐺𝐺 𝑉𝑉𝑀𝑀 � 1,38 � 𝑉𝑉𝑆𝑆𝐿𝐿 𝑉𝑉𝑀𝑀 � −0,166 � 𝑉𝑉𝑀𝑀 �𝑔𝑔𝑔𝑔 � −0,317 � 𝜌𝜌𝐿𝐿𝑔𝑔𝑉𝑉𝑀𝑀 𝜇𝜇𝐿𝐿 � 1,61 � 𝜌𝜌𝐿𝐿𝑔𝑔𝑉𝑉𝑀𝑀2 𝜎𝜎 � −0,564 � 𝜇𝜇𝐺𝐺 𝜇𝜇𝐿𝐿 � 0,333 + 0,087� −1 CAPÍTULO 4 IINNSSTTAALLAAÇÇÃÃOO EE PPRROOCCEEDDIIMMEENNTTOO EEXXPPEERRIIMMEENNTTAALL 4.1 INSTALAÇÃO EXPERIMENTAL Para a realização de medições experimentais e identificação dos possíveis padrões de escoamento no interior do riser, um sistema gas-lift em escala reduzida foi inteiramente projetado e construído no âmbito do presente trabalho. Nos parágrafos seguintes, as principais características construtivas e operacionais deste dispositivo são apresentadas. 4.1.1 Descrição do aparato A Figura 4.1 fornece uma visão geral do aparato experimental, constituído por uma base (01) robusta, confeccionada em aço carbono com 10 mm de espessura, sobre a qual são assentados os reservatórios de bombeamento (04) e auxiliar (11), interligados pelo tubo de comunicação e drenagem (12). Estes dois reservatórios, construídos com tubos de alumínio de 210 mm de diâmetro por 1,6 m de altura, são conectados a um dispositivo de nivelamento (06), mostrado na Figura 4.2, responsável pelo controle da altura de líquido dentro dos reservatórios e, consequentemente, da razão de submersão. O reservatório de bombeamento é munido de quatro janelas de visualização (05) e abriga, em seu interior, um tubo de acrílico transparente com diâmetro interno de 25,4 mm e 1,71 m de comprimento, que atua como riser (03). Este tubo é cuidadosamente montado na posição vertical, ao lado de uma escala graduada em milímetros, Figura 4.3, cuja origem situa-se a 50 mm do fundo do reservatório, coincidindo com a extremidade inferior do riser, por onde o líquido a ser bombeado é admitido. Na extremidade superior do riser, localiza-se o separador gás-líquido, ilustrado na Figura 4.4, composto por uma caixa de coleta, com dimensões de 35 x 18 x 21 cm, equipada com um suspiro e um conjunto de dutos e válvulas, que permite devolver o líquido ao reservatório auxiliar ou redirecioná-lo para o sistema de medição de vazão. A alimentação de ar comprimido é feita a uma distância de 13 cm a partir da base do riser, por intermédio de injetores intercambiáveis. Dois diferentes tipos de injetores prismáticos, ambos de seção transversal quadrada e medindo 30 x 6 x 6 mm, foram empregados na campanha de ensaios. O primeiro deles, identificado na Figura 4.5(a) como 45 modelo 3F, apresenta três furos alinhados, com 2,1 mm de diâmetro, todos eles localizados sobre a mesma face do prisma. O modelo 15F, por sua vez, é dotado de quinze furos de 0,9 mm de diâmetro, agrupados, cinco a cinco, em três das quatro faces do injetor. Uma mangueira flexível de 4 mm de diâmetro conecta o ponto de alimentação do riser, mostrado na Figura 4.5(b), à linha de ar comprimido. (01) Base de sustentação (02) Injetor (03) Riser (04) Reservatório de bombeamento (05) Janela de visualização (06) Dispositivo nivelador (07) Escala graduada (08) Suspiro (09) Separador gás-líquido (10) Sistema direcional de líquido (11) Reservatório auxiliar (12) Tubulação de comunicação e drenagem (a) Representação esquemática. (b) Montagem experimental. Figura 4.1: Sistema gas-lift. O suprimento de ar comprimido ao sistema é garantido por uma estação de compressão equipada com um compressor de 5 HP de potência, modelo 20/250 da Wayne Wetzel, com reservatório de 0,25 m3, capaz de fornecer uma vazão máxima de 577 l/min a 46 uma pressão de 12 bar. O controle de vazão de ar é realizado com o auxílio da válvula mostrada na Figura 4.6. (01) Drenagem do excesso de água (02) Válvula do dreno (03) Ligação reservatório auxiliar/nivelador (a) Caixa de nivelamento. (b) Conexões hidráulicas. Figura 4.2: Dispositivo nivelador. Figura 4.3: Suporte do riser. (a) Caixa de coleta. (b) Sistema de direcionamento. Figura 4.4: Separador gás-líquido. Reservatório Dreno Auxiliar 47 (a) Modelos de injetores. (b) Conector de alimentação. Figura 4.5: Dispositivo de injeção. Figura 4.6: Válvula reguladora da vazão de ar. 4.1.2 Funcionamento do sistema Antes do início de cada ensaio, o dispositivo nivelador é adequadamente posicionado e os reservatórios são preenchidos com água da rede urbana até o nível desejado. Em seguida, a válvula de ar, mostrada na Figura 4.6, é cuidadosamente ajustada, para que tenha início o processo de bombeamento gas-lift. A mistura gás-líquido sobe, então, pelo riser até a caixa de 48 coleta, de onde o líquido, já separado do gás, é devolvido ao reservatório auxiliar ou segue para o sistema externo de medição de líquido, conforme o tipo de ensaio que a ser realizado. Neste segundo caso, o reservatório auxiliar deve ser continuamente alimentado com água da rede externa, para repor, a cada instante, a massa removida do sistema, evitando que as condições de teste sejam alteradas. No modo de operação com reposição contínua, a válvula que controla a entrada de água no sistema deve ser cuidadosamente ajustada, para que a reposição de líquido seja a feita na mesma taxa em que se dá sua remoção. Quando esta condição é atingida, o sistema estará operando em regime permanente, e as medições poderão imediatamente ser efetuadas. Entretanto, por medida de precaução e uniformização de procedimentos, em todas as corridas da presente campanha experimental, o nível dos reservatórios sempre foi monitorado por, pelo menos, quinze minutos depois de atingido o regime permanente, antes que qualquer processo de medição fosse realizado. 4.2 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS Dois tipos de ensaios foram realizados no âmbito deste trabalho. O primeiro deles, de natureza quantitativa, foi direcionado à obtenção das vazões de gás e de líquido, necessárias aos cálculos da eficiência do sistema e à construção de suas curvas características. O segundo, de caráter principalmente qualitativo, concentrou-se, na identificação dos padrões de escoamento no interior do riser, para diferentes condições de operação. Imagens dinâmicas do escoamento foram, também, empregadas na determinação da velocidade de ascensão e da freqüência de passagem das bolhas de Taylor. A instrumentação e os procedimentos adotados nos presentes ensaios são apresentados a seguir. 4.2.1 Medição de vazão A Figura 4.7 mostra o sistema de medição de vazão de gás utilizado no presente trabalho, que incorpora uma placa de orifício acoplada a um transmissor diferencial de pressão, uma válvula reguladora de vazão, um manômetro e um termopar. Este tipo de configuração foi escolhido por apresentar, simultaneamente, baixo custo, facilidade de operação e simplicidade construtiva. A Figura 4.8 mostra, com um pouco mais de detalhes, o sistema de medição empregado. Confeccionada em alumínio com 3 mm de espessura, a placa possui diâmetro externo de 34 mm e furo de 9 mm, chanfrado em 45°, sendo o raio de chanfro de 2,5 mm. A diferença de pressão 49 na placa de orifício foi medida por meio de um transmissor diferencial de pressão Yokogawa, modelo EJA 120 – DES4A-22DC/D4, ilustrado na Figura 4.9. (01) Ar proveniente da linha (02) Válvula reguladora de vazão (03) Placa de orifício (04) Transissor diferencial de pressão (05) Manômetro do tipo Bourdon (06) Termopar (a) Representação esquemática. (b) Vista geral. Figura 4.7: Sistema de medição de vazão de ar. (a) Dimensões dos trechos retos utilizados (comprimentos em mm). (b) Placa de orifício. (c) Flanges. Figura 4.8: Detalhes construtivos do dispositivo de medição de vazão de ar. 50 Figura 4.9: Transmissor diferencial de pressão. Esta placa foi projetada em conformidade com a norma ASME 1971, ainda que, por motivos de ordem técnica, algumas recomendações de menor importância não tenham sido seguidas em sua instalação. Dentre elas, incluem-se a rugosidade do tubo no trecho reto a montante do medidor e a forma de união entre os tubos e os flanges que condicionam a placa de orifício. Na impossibilidade de utilização de uma união soldada, como especificado na norma, os flanges foram cuidadosamente rosqueados e colados aos tubos, de maneira a assegurar à necessária estanqueidade. Os trechos retos foram confeccionados com tubos de PVC branco com 15,7 mm de diâmetro interno e revestido com um tubo de PVC marrom de 21,6 mm de diâmetro interno, para melhorar sua resistência mecânica. Os comprimentos mínimos definidos pela norma ASME 1971 para o trecho reto a montante foi respeitado com bastante folga, além do que três retificadores de fluxo do tipo placa perfurada, espaçados entre si de uma distância equivalente a um diâmetro interno do tubo, foram instalados. Para completar o sistema, foram instalados, num poço de medição localizado no final do trecho reto a jusante da placa (Figura 4.10), um manômetro Bourdon e um termopar do tipo T (cobre-constantan) devidamente calibrado nas condições típicas de ensaio, destinados, respectivamente, à medição da pressão e da temperatura do ar, necessárias ao cálculo de vazão. A pressão foi obtida com o auxílio de um manômetro de precisão padrão do tipo Bourdon com um fundo de escala de 0 a10 kg/cm2, sendo a menor divisão 0,05 kg/cm². Para a determinação da temperatura, foi utilizado um multímetro digital Toliterm, modelo UT56 SAME POL77. A junta de referência foi colocada em uma garrafa térmica contendo água e gelo, evitando a necessidade de compensar a temperatura ambiente. 51 Figura 4.10: Poço de medição de pressão e de temperatura. Para medir a vazão de líquido bombeado, o método direto – massa/tempo – foi empregado, por aliar simplicidade e confiabilidade. Uma balança Filizola, modelo ID 1500, com capacidade máxima de carga de 150 kg, foi utilizada para a obtenção da massa acumulada em um recipiente de 20 litros ao longo do tempo de medição, este último determinado com o auxílio de um cronômetro digital. 4.2.2 Visualização do escoamento bifásico no riser Diferentemente do que ocorre na maioria dos escoamentos monofásicos, o escoamento gás-líquido que se dá no interior do riser pode ser visualizado sem o auxílio de traçadores. Neste caso, a própria interface entre as fases presentes fornece as condições necessárias para a captura de imagens de boa qualidade. Por outro lado, a obtenção de registros suficientemente nítidos requer um paciente trabalho na regulagem da iluminação e do aparelho de captura, seja ele uma câmera fotográfica ou de vídeo. No presente trabalho, imagens congeladas (still photo) foram obtidas, utilizando-se uma câmera digital Fuji, modelo FinePix S7000, equipada com uma objetiva Fujinon zoom de 7,8-46,8 mm (6x), f 1:2.8-3.1, equipada com filtro UV. As imagens são capturadas com uma resolução de 6.0 MPixel, em formato de arquivo JPEG de 24 bits de cores e, posteriormente, convertidas para 8 bits P&B, ou 256 tons de cinza, suficientes para a extração de informações fenomenológicas. 52 Várias formas de iluminação foram testadas durante o trabalho. Para as imagens congeladas, os melhores resultados foram obtidos com a utilização de um flash NIKON, modelo SB26, com operação manual, empregando-se apenas 1/64 de sua carga total. Com isto, uma velocidade de disparo de 1/23000 segundo foi adotada, o suficiente para o congelamento da imagem, com bom nível de nitidez e de detalhes nos contornos entre as fases. Para evitar reflexos indesejáveis, o flash foi posicionado acima da câmera fotográfica, formando um ângulo de 45° em relação à linha de visada da máquina, como representado na Figura 4.11. O flash foi acoplado à câmera através de um cabo de sincronismo espiral com a conexão hotshoe da câmera e a velocidade de obturação ajustada em 1/250 segundo, para evitar iluminação parasita. (a) Representação esquemática. (b) Vista geral. Figura 4.11: Montagem dos dispositivos fotográficos. Para a obtenção de imagens dinâmicas (vídeo digital), uma iluminação difusa foi empregada e uma câmera de alta velocidade OLYMPUS, modelo i-speed 2, foi utilizada. Esta câmera possui um sensor CMOS, capaz de capturar até 33000 fps (fotogramas por segundo) com resolução de 96 x 72 pixels. Esta resolução, entretanto, pode aumentar consideravelmente, na medida em que a velocidade de captura diminui. Na maioria dos 53 ensaios realizados no presente trabalho, a velocidade foi ajustada em 1000 fps, com resolução de 800 x 600 pixels. Apenas em alguns poucos casos, a velocidade foi aumentada para 6000 fps, o que resulta em imagens com resolução 256 x 192 pixels. O balanço de branco é feito de forma automática e as imagens foram capturadas com duas objetivas diferentes, uma com distância focal de 25 mm e outra com distância focal de 50 mm. Uma unidade de display de 8,4 polegadas de alta resolução foi conectada à câmera, permitindo a seleção de trechos dos vídeos capturados. A velocidade de varredura (shutter) foi ajustada em 1x, para captura em 1000 fps, e em 5x, para tomadas em 6000 fps de imagens em close. CCAAPPÍÍTTUULLOO 55 RREESSUULLTTAADDOOSS EE DDIISSCCUUSSSSÃÃOO 5.1. INTRODUÇÃO Neste capítulo, são apresentados e discutidos os principais resultados obtidos durante a realização da campanha de ensaios. Num primeiro momento, a adequação dos dados experimentais aos mapas de fluxo propostos por Taitel et al. (1980) e de Samaras e Margaris (2005) é avaliada, com base nas informações colhidas nos ensaios de visualização. Em seguida, são discutidos dados quantitativos que permitem caracterizar o desempenho apresentado pelo sistema gas-lift sob diferentes condições de funcionamento. Para cada condição de teste, estabelecida pela vazão de ar suprido (entre 1 e 8,5 kg/h) e pela razão de submersão (ajustada na faixa de 0,3 a 0,75), foram efetuadas seis medições de vazão da água, para posterior tratamento estatístico. Os resultados são apresentados na forma de curvas características e curvas de eficiência. Por último, são apresentados resultados qualitativos do escoamento no interior do riser, que revelam, através de imagens congeladas (still photo) capturadas com o auxílio de uma câmera digital, aspectos topológicos do escoamento bifásico. Em complementação a estes resultados, são mostradas imagens extraídas dos vídeos realizados com o auxílio de uma filmadora de alta velocidade. A análise em slow motion destes vídeos permitiu a determinação da velocidade de deslocamento das bolhas de Taylor, VBT , e das correspondentes freqüências de passagem, f, parâmetros essenciais para a descrição do escoamento pistonado. Um DVD contendo estes vídeos pode ser encontrado na contracapa da presente dissertação. As condições adotadas nos testes experimentais que deram origem a estes vídeos são explicitadas no Apêndice C. 5.2. MAPAS DE FLUXO Os ensaios de visualização realizados para as condições de baixa vazão de gás revelaram nítida predominância do padrão pistonado no interior do riser. Por outro lado, nas corridas experimentais efetuadas com altas vazões de ar, observou-se a ocorrência de um escoamento aparentemente anular, que, ao se desestabilizar, permite a formação de longas 55 bolhas gasosas intercaladas por pistões de líquido extremamente aerados. Neste caso, tomadas de vídeo feitas próxima ao injetor revelam a ocorrência de um fenômeno semelhante ao flooding, típico dos escoamentos anulares ascendentes. No vídeo EN8A, gravado no DVD em anexo à presente dissertação, observa-se que, próximo ao injetor, o escoamento se desenvolve inicialmente no padrão anular com filme de líquido bastante espesso. Este filme é arrastado pelo gás em movimento ascendente, até que a ação das forças gravitacionais produza a reversão deste movimento. Ocorre, então, a desestabilização do filme, resultando na invasão do núcleo gasoso pelo líquido. A Figura 5.1 mostra os pontos experimentais obtidos com o uso do injetor 3F, plotados sobre os mapas de fluxo de Taitel et al. (1980) e de Samaras e Margaris (2005). Resultados similares são apresentados na Figura 5.2, para ensaios realizados com o injetor 15F. Em ambos os casos, a maioria dos pontos experimentais se situa na região de escoamento agitado, no mapa de Taitel et al. (1980), e na região de escoamento pistonado, no mapa de Samaras e Margaris (2005). Este resultado mostra que o mapa de Samaras e Margaris (2005) é mais adequado para aplicação no sistema desenvolvido no presente estudo. Esta constatação faz sentido, uma vez que o mapa Samaras e Margaris (2005) foi obtido especificamente para o escoamento bifásico em risers de sistemas gas-lift, enquanto o mapa de Taitel et al. (1980) apresenta um caráter mais geral, aplicando-se a qualquer tipo de escoamento bifásico gás- líquido ascendente. (a) Mapa de fluxo de Taitel et al. (1980) (b) Mapa de fluxo de Samaras e Margaris (2005) Figura 5.1: Resultados experimentais obtidos para o injetor 3F, plotados sobre diferentes mapas de fluxo. 0,1 1 10 0,01 0,1 1 0,30 0,45 0,55 0,67 0,75 V SL (m /s ) VSG (m/s) Pistonado Agitado 0 1 2 3 4 5 6 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 V SL (m /s ) VSG (m/s) 0,30 0,45 0,55 0,67 0,75 Pistonado Agitado 56 (a) Mapa de fluxo de Taitel et al. (1980) (b) Mapa de fluxo de Samaras e Margaris (2005) Figura 5.2: Resultados experimentais obtidos para o injetor 15F, plotados sobre diferentes mapas de fluxo. É interessante assinalar, ainda, que a maioria dos pontos experimentais obtidos neste trabalho situam-se, no mapa de Samaras e Margaris (2005), dentro da região de escoamento pistonado, enquanto que no mapa de Taitel et al. (1980) estes mesmos pontos estão localizados na região de escoamento agitado. A melhor adequação do mapa de Samaras e Magaris (2005) aos presentes dados experimentais pode ser comprovada observando-se os padrões de escoamento encontrados na sequência de vídeos relacionada na Tabela 5.1 e que consta no DVD em anexo. Cada tomada de vídeo desta sequência foi feita para uma dada vazão de gás, utilizando-se, sempre a mesma razão de submersão (RS = 0,67) e o mesmo injetor 3F. Tabela 5.1: Relação dos vídeos da sequência EN9 que constam no DVD. Video Vazão de ar (kg/h) Vazão de água (kg/h) VSG (m/s) VSL (m/s) EN9A 0,97 692,12 0,46 0,38 EN9B 2,30 910,21 1,09 0,50 EN9C 3,34 919,51 1,58 0,51 EN9D 4,37 922,39 2,07 0,51 EN9E 5,16 922,57 2,44 0,51 EN9F 5,99 920,37 2,83 0,51 EN9G 6,79 907,70 3,21 0,50 EN9H 7,59 899,15 3,59 0,49 EN9I 10,88 871,23 5,14 0,48 EN9J 11,57 858,43 5,47 0,47 0,1 1 10 0,01 0,1 1 0,30 0,45 0,55 0,67 0,75 V SL (m /s ) VSG (m/s) Pistonado Agitado 0 1 2 3 4 5 6 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 V SL (m /s ) VSG (m/s) 0,30 0,45 0,55 0,67 0,75 Pistonado Agitado 57 5.3. CURVAS CARACTERÍSTICAS E DE EFICIÊNCIA As características de funcionamento do sistema gas-lift operando com diferentes injetores e razões de submersão podem ser observados na Figura 5.3. Para cada um dos injetores, 3F e 15F, as razões de submersão foram variadas de 0,30 a 0,75. Em todos os casos, as curvas exibem aproximadamente o mesmo comportamento qualitativo, caracterizado por um aumento da vazão de água mais acentuado para baixas vazões de ar. Na medida em que aumenta a vazão de ar, ocorre uma nítida diminuição na taxa de crescimento da curva. Em vários casos, um valor máximo de vazão de líquido é atingido e, a partir deste ponto, um aumento na vazão de gás implica numa diminuição da vazão de líquido. De acordo com Todoroki (1973), este declínio está relacionado, em grande parte, com o aumento da fração de vazio no riser, que ocasiona um aumento das perdas por atrito, provocadas pelo aumento na velocidade do escoamento gás-líquido. Figura 5.3: Curvas características das diferentes razões de submersão para os injetores 3F e 15F Este comportamento do sistema pode ser observado, também, na Figura 5.4, que mostra a variação da vazão de água em relação à razão de submersão, quando fixada a vazão de ar. 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 200 400 600 800 1000 1200 Va zã o d e á gu a ( kg /h) Vazão de ar ( kg/h) 0,30 3F 0,30 15F 0,45 3F 0,45 15F 0,55 3F 0,55 15F 0,67 3F 0,67 15F 0,75 3F 0,75 15F 58 Para a vazão de ar de 2 kg/h, Figura 5.4(a), a vazão de água é praticamente a mesma para os dois injetores, qualquer que seja a razão de submersão. Fixando-se a vazão de ar em 3 kg/h, Figura 5.4(b), já se nota uma variação maior das vazões de água entre os injetores 3F e 15F, sobretudo para a razão de submersão de 0,75. Este aumento fica ainda mais nítido nas Figuras 5.4(c) e 5.4(d), que mostram, respectivamente, as curvas para as vazões de ar fixadas em 5 kg/h e 7 kg/h. (a) Vazão de ar 2kg/h (b) Vazão de ar 3 kg/h (c) Vazão de ar 5kg/h (d) Vazão de ar 7kg/h Figura 5.4: Vazão de água bombeada em função da razão de submersão HL/HT, para diferentes vazões de ar. A Figura 5.5 mostra as curvas que retratam a eficiência do sistema como uma função da vazão de ar fornecida, para as diferentes razões de submersão. Para a obtenção destes gráficos, empregou-se o conceito de eficiência introduzido por Nicklin (1963), definido pela relação entre o trabalho realizado pelo sistema para bombear o líquido e o trabalho realizado pelo gás em uma expansão isotérmica. Matematicamente, esta definição 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0 200 400 600 800 1000 1200 Injetor 3F Injetor 15FVa zã o d e Á gu a ( kg /h) Razão de Submersão - HL/HT 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0 200 400 600 800 1000 1200 Injetor 3F Injetor 15FVa zã o d e Á gu a ( kg /h) Razão de Submersão - HL/HT 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0 200 400 600 800 1000 1200 Injetor 3F Injetor 15FVa zã o d e Á gu a ( kg /h) Razão de Submersão - HL/HT 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0 200 400 600 800 1000 1200 Injetor 3F Injetor 15FVa zã o d e Á gu a ( kg /h) Razão de Submersão - HL/HT 59 pode ser colocada na forma: 𝜂𝜂 = 𝑊𝑊𝐿𝐿 𝑊𝑊𝐺𝐺 = 𝜌𝜌𝐺𝐺 .𝑔𝑔.𝑄𝑄𝐿𝐿 . (𝐻𝐻𝐻𝐻 − 𝐻𝐻𝐿𝐿) 𝑃𝑃2.𝑄𝑄𝐺𝐺 . ln⁡�𝑃𝑃1 𝑃𝑃2 � (5.1) onde WL e WG representam, respectivamente, o trabalho de bombeamento de líquido e o trabalho realizado pelo gás, ρG é a densidade do líquido, g a aceleração gravitacional, QL e QG as vazões de líquido e de gás, HT a distância entre o injetor e o topo do riser, HL a distância entre o injetor e o nível de líquido e, finalmente, P1 e P2 Analisando-se as curvas obtidas, verifica-se que um aumento na vazão de ar produz um aumento na eficiência de bombeamento, até que um ponto de máximo na curva seja atingido. A partir daí, novos incrementos na vazão de ar implicam em acentuada queda de eficiência. Na maioria dos casos, o ponto de máximo ocorre para vazões de ar ligeiramente superiores a 1 kg/h, exceto para a razão de submersão de 0,30. as pressões no injetor e no topo do riser. O injetor 15F se mostrou mais eficiente que o 3F, para quase todas as razões de submersão, chegando a ser cerca de 5 % mais eficiente para razão de submersão de 0,55, Figura 5.5(c). Apenas na Figura 5.5(a), para razão de submersão 0,3, a eficiência máxima do injetor 3F é 4,1 % maior que apresentada pelo injetor 15F. Entretanto, a queda de eficiência do injetor 15F após o ponto de máximo é significativamente maior do que a observada com o uso do injetor 3F. Este comportamento é observado para todas as razões de submersão, sendo que a diferença entre as duas curvas diminui na medida em que a razão de submersão aumenta. Este conjunto de resultados mostra que a eficiência do sistema é fortemente afetada não apenas pela razão de submersão, mas, também, pela pressão de injeção e pelo do tipo injetor empregado. De fato, o desenho do injetor interfere diretamente no tamanho e na distribuição inicial das bolhas na parte baixa do riser. Segundo Khalil (1999), melhorando-se a distribuição e reduzindo-se o tamanho das bolhas de forma satisfatória, pode-se diminuir o escorregamento entre as fases, aumentando-se a eficiência do sistema. A título de informação, os injetores utilizados no presente trabalho foram construídos com o mesmo número de furos e com os mesmos diâmetros dos furos utilizados por Khalil (1999). O desenho dos injetores, entretanto, é radicalmente diferente, uma vez que no trabalho de Khalil (1999), discos de mesmo diâmetro foram empregados, enquanto aqui, injetores com a forma de cilindros de base quadrada foram utilizados. 60 (a) Razão de submersão 0,30. (b) Razão de submersão 0,45. (c) Razão de submersão 0,55 (d) Razão de submersão 0,67 (e) Razão de submersão 0,75 Figura 5.5: Eficiência do sistema gas-lift em função da vazão de ar, para diferentes razões de submersão. 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 Injetor 3F Injetor 15F Efi ciê nc ia (% ) Vazão de Ar ( kg/h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 Injetor 3F Injetor 15F Efi ciê nc ia (% ) Vazão de Ar ( kg/h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 Injetor 3F Injetor 15F Ef ici ên cia (% ) Vazão de Ar ( kg/h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 Injetor 3F Injetor 15F Efi ciê nc ia (% ) Vazão de Ar ( kg/h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 Injetor 3F Injetor 15F Efi ciê nc ia (% ) Vazão de Ar ( kg/h) 61 Construída a partir dos resultados da Figura 5.5, a Figura 5.6 reúne, em um só gráfico, os pontos de eficiência máxima obtidos com o uso dos injetores 3F e 15F, para diferentes razões de submersão. Em princípio, seria de se esperar que a maior eficiência ocorresse para a razão de submersão de 0,75, na qual as vazões de água são maiores. Porém, pode-se observar que as maiores eficiências são apresentadas quando a razão de submersão encontra-se em torno de 0,55. Para esta razão de submersão, uma eficiência de 45,5 % é obtida com o injetor 15F e de 43,5% para o injetor 3F, enquanto um rendimento em torno de 39% é obtido na razão de submersão em 0,75. Figura 5.6: Máxima eficiência atingida pelo sistema air-lift, com o uso dos injetores 3F e 15F, em função da razão de submersão. 5.4. IMAGENS CONGELADAS (STILL PHOTO) A Figura 5.7 mostra as características do escoamento na região de injeção, compreendida entre 12,5 e 20 cm a partir da base do riser, utilizando-se o injetor 15F, com razão de submersão fixada em 0,67 e vazões de ar variando entre 0,32 kg/h a 8,08 kg/h. Na Figura 5.7(a), especificamente, observa-se a configuração do escoamento para uma pequena vazão em massa, de apenas 0,32 kg/h, o suficiente para iniciar o processo de bombeamento. Neste caso, observa-se, a partir da saída no injetor, a formação de uma pluma composta por um aglomerado de bolhas com aproximadamente 5 mm de diâmetro. 0,2 0,4 0,6 0,8 20 30 40 50 Injetor 3F Injetor 15F Ef iciê nc ia (% ) Razão de submersão - HL/HT 62 Aumentando-se a vazão de ar para 2,35 kg/h, Figura 5.7(b), percebe-se, na saída do injetor, a formação um jato gasoso com diâmetro aproximado de 12 mm, cujo diâmetro médio vai aumentando de forma branda. Nesta situação, pequenas bolhas isoladas podem ser percebidas na região anular ocupada pela fase líquida, cuja origem está associada às tensões cisalhantes na interface gás-líquido. A Figura 5.7(c) mostra o escoamento para uma vazão de ar em torno de 3,4 kg/h, que se situa próximo ao pico da curva característica do sistema (Figura 5.3) para esta razão de submersão de 0,67. Com essa vazão, o jato de ar começa a se tornar instável e ocorre um aumento considerável no número das pequenas bolhas de ar na região líquida anular. (a) �̇�𝑚 RG (b) �̇�𝑚 RG=0,32 kg/h (c) �̇�𝑚 RG =2,35 kg/h =3,40 kg/h (d) �̇�𝑚 RG (e) �̇�𝑚 RG =4,10 kg/h (f) �̇�𝑚 RG =6,03 kg/h Figura 5.7: Configuração do escoamento na região de injeção do sistema, utilizando-se o injetor 15F. =8,08 kg/h Injetor 63 Nas Figuras 5.7(d), (e) e (f) observa-se que o jato de ar, que na Figura 5.7(b) apresentava um diâmetro médio de aproximadamente de 12 mm, vai, gradativamente, ocupando toda a seção transversal do tubo. Em razão disto, as pequenas bolhas dispersas, antes observadas na região parietal, tornam-se, agora, muito mais escassas. É interessante destacar que, para vazões de gás mais elevadas, a partir de 3,5 kg/h, o ar expelido a alta pressão pelos furos laterais do injetor 15F passa a se chocar contra as paredes do riser, aumentando as perdas hidráulicas e, ao mesmo tempo, criando certo bloqueio ao bombeamento de líquido. Em conseqüência disto, a queda verificada na eficiência do sistema para altas vazões de ar torna-se mais importante que a aquela obtida com o uso do injetor 3F, como mostrado anteriormente na Figura 5.5(d). A Figura 5.8 mostra, para diferentes condições de operação, as características do escoamento no pistão de líquido que segue a bolha de Taylor. Para vazão mássica de ar fixada em 0,32 kg/h, Figura 5.8(a), é possível observar, na região do riser compreendida entre 90 e 110 cm, a presença de bolhas de pequeno diâmetro no pistão de líquido. Através de um processo de coalesc