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UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA

FACULDADE DE ENGENHARIA QUÍMICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA QUÍMICA

ESCOAMENTO LAMINAR DE LÍQUIDOS NÃO-NEWTONIANOS EM

SEÇÕES ANULARES: ESTUDOS DE CFD E ABORDAGEM

EXPERIMENTAL

FABIO DE ASSIS RESSEL PEREIRA

Uberlândia – Minas Gerais

2006

Livros Grátis

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA

FACULDADE DE ENGENHARIA QUÍMICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA QUÍMICA



EXPERIMENTAL

Fabio de Assis Ressel Pereira

Tese de Doutorado apresentada à Faculdade de

Engenharia Química da Universidade Federal de

Uberlândia como parte dos requisitos necessários à

obtenção do título de Doutor em Engenharia

Química.

Uberlândia – Minas Gerais

2006

Pereira, Fabio de Assis Ressel, 1971

Escoamento Laminar de Líquidos não-Newtonianos em Seções Anulares: Estudos de CFD e

Abordagem Experimental / Fabio de Assis Ressel Pereira – Uberlândia – 2006.

XXX f.:il

Orientador: Prof. D. Sc. Carlos Henrique Ataíde

Tese de Doutorado. Universidade Federal de Uberlândia.

Bibliografia: f.: YY – ZZ

1. Líquidos não-Newtonianos 2. Fluidodinâmica computacional 3.Escoamento anular

I. Universidade Federal de Uberlândia II. Título

CDU ZZZZZZZ



EXPERIMENTAL

Tese de Doutorado submetida ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Química da

Universidade Federal de Uberlândia como parte dos requisitos para obtenção do título de

Doutor em Engenharia Química.

Banca examinadora:

______________________________________

Prof. Dr. Carlos Henrique Ataíde

(Orientador – FEQUI – UFU)

______________________________________

Prof. Dr. Marcos Antonio Souza Barrozo

(co – Orientador – FEQUI – UFU)

______________________________________

Prof. Dr. Humberto Molinar Henrique

(FEQUI – UFU)

______________________________________

Profa. Dra. Valéria Viana Murata

(FEQUI – UFU)

_______________________________________

Profa. Dra. Maria Laura de Azevedo Passos

(DEQ – UFSCar /Pesquisador Associado)

_______________________________________

Dr. André Leibsohn Martins

(PETROBRAS/CENPES)

Dedico este trabalho à minha família: aos

meus pais que nunca pouparam esforços

para investir em minha educação e a minha

esposa pelo apoio nos momentos de decisão.

AGRADECIMENTOS

Antes de tudo agradeço a Deus pela oportunidade de vida e pelo espírito perseverante

na busca do conhecimento.

Aos meus pais que sempre me apoiaram e me deram suporte nos momentos de decisão

em minha vida. A querida esposa Gisele, pelo carinho, paciência e compreensão durante esta

jornada acadêmica.

Ao corpo técnico da Faculdade de Engenharia Química pelo apoio e amizade, em

especial ao “seu Alcides”, Anísio, Cleide, Édio, “dona Ione”, José Henrique, Tiago, Roberta e

Silvino.

Agradeço aos meus ‘mais do que amigos’... aos meus ‘irmãos’ Cláudio Roberto

Duarte (Mezenga) e Luis Gustavo Martins Vieira que juntos compartilhamos todos os

momentos da pioneira turma de doutorandos em Engenharia Química do Estado de Minas

Gerais.

A turma de trabalho da Unidade Avançada de Pesquisa (carinhosamente chamada de

“postinho”) pelos momentos agradáveis de convivência.

Agradeço à FAPEMIG e ao CNPq pelo suporte financeiro e financiamento da

pesquisa.

Em especial aos meus amigos e orientadores: professores Marcos Antônio Souza

Barrozo e Carlos Henrique Ataíde, que ao longo desses anos com amizade e profissionalismo

muito contribuíram para minha formação.

“ A mente que se abre a uma nova idéia

jamais voltará ao seu tamanho original.”

Albert Einstein

SUMÁRIO

Lista de figuras i

Lista de tabelas vi

Lista de símbolos vii

Resumo x

Abstract xi

CAPÍTULO 1 11

1.1 Motivação pelo tema 2

1.1.1 A utilização de fluidos de perfuração 2

1.1.2 Evolução da perfuração de poços horizontais 3

1.1.3 Contribuição da fluidodinâmica computacional 4

1.2 Objetivos específicos 5

1.3 Temática da tese 6

CAPÍTULO 2 6

2.1 Fluidos Newtonianos 7

2.2 Fluidos não-Newtonianos 9

2.2.1 Fluidos pseudoplásticos 10

2.2.2 Fluidos dilatantes 12

2.2.3 Fluidos viscoplásticos 13

2.2.4 Fluidos de perfuração 16

2.3 Escoamento em tubos e analogia para o escoamento anular 23

2.3.1 As definições para o número de Reynolds 23

2.3.2 Efeito do comprimento de entrada 24

2.3.3 Regimes de escoamento e critérios de transição 26

2.3.4 Fator de atrito para fluidos Newtonianos 29

2.3.5 Fator de atrito para fluidos não-Newtonianos 30

2.4 Escoamento anular: resenha do material consultado 33

2.4.1 Critério de transição entre regimes de escoamento 34

2.4.2 Arranjos verticais 35

2.4.3 Arranjos horizontais 37

2.4.4 Influência da vazão do fluido e rotação do cilindro interno 39

2.4.5 Influência da excentricidade e viscosidade do fluido 40

2.4.6 Trabalhos empregando simulação numérica 40

2.5 Equacionamento do escoamento 44

2.5.1 Abordagem “macro” com uso de adimensionais 44

2.5.2 Modelagem das Equações de Conservação 46

2.6 Revisão sobre a fluidodinâmica computacional 47

2.6.1 Geração de malhas computacionais 49

2.6.2 Técnica dos Volumes Finitos 52

2.6.3 Métodos numéricos para solução de problemas em volumes finitos 58

2.6.4 Discretização 63

2.6.5 O resolvedor segregado 70

2.6.6 O resolvedor acoplado 75

2.6.7 Monitoramento da convergência pelos resíduos 76

2.6.8 Modelo de Fase Discreta (particle track) 78

2.7 Planejamento de experimentos 79

2.8 Análise canônica 82

2.9 Principais pontos de discussão 84

CAPÍTULO 3 86

3.1 Materiais 86

3.1.1 Determinação das propriedades físicas 86

3.1.2 Preparo das soluções poliméricas 87

3.2 Unidade experimental 91

3.2.1 Montagem principal e seus acessórios 91

3.2.2 Metodologia para os ensaios experimentais 98

3.3 Unidade virtual 99

3.3.1 Infraestrutura computacional 99

3.3.2 Montagem da malha computacional 99

3.3.3 Metodologia para as simulações numéricas 103

3.4 Planejamento de experimentos 104

CAPÍTULO 4 107

4.1 Propriedades físicas dos fluidos Newtonianos e não-Newtonianos 107

4.1.1 Densidade e viscosidade das soluções de glicerina hidratada 107

4.1.2 Densidade e reogramas das suspensões de goma xantana 107

4.1.3 Efeito da temperatura 108

4.1.4 Efeito da faixa de taxa de deformação 108

4.1.5 Escolha do modelo reológico 110

4.1.6 Efeito do tempo na qualidade das suspensões 111

4.2 Testes preliminares de simulação numérica 112

4.2.1 Tipo da alimentação do fluido 112

4.2.2 Comparação dos resultados da literatura 113

4.2.3 Avaliação das principais variáveis sobre a queda de pressão 118

4.3 Ensaios preliminares: ajustes na unidade experimental 123

4.4 Resultados experimentais 124

4.4.1 Efeito da concentração 125

4.4.2 Efeito da vazão 126

4.4.3 Efeito da rotação do eixo interno 126

4.4.4 Efeito da excentricidade 126

4.4.5 Análise da superfície de resposta 126

4.5 Simulação numérica das condições experimentais 133

4.5.1 Avaliação do comprimento de entrada 133

4.5.2 O perfil axial de queda de pressão 134

4.5.3 Contornos e perfis de velocidade 137

4.5.4 Algumas particularidades das simulações numéricas 143

4.5.5 Efeito da transição de regime na queda de pressão 146

4.6 Resultados complementares 147

4.6.1 Efeito da rotação do eixo interno 147

4.7 Abordagem da simulação numérica com modelo de fase discreta 149

4.7.1 Verificação da correlação de Haider e Levenspiel 149

4.7.2 Escoamento anular/helicoidal concêntrico 150

4.7.3 Escoamento anular/core-flow excêntrico 152

CAPÍTULO 5 156

5.1 Principais conclusões 156

5.2 Sugestões para trabalhos futuros 158

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 159

APÊNDICE A 173

APÊNDICE B 177

APÊNDICE C 225

i

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1: Esquema da perfuração vertical de poços de petróleo. ............................................2

Figura 1.2: Esboço do escoamento de fluidos de perfuração. ....................................................3

Figura 1.3: Esboço de um sistema de perfuração horizontal......................................................4

Figura 2.1: Representação esquemática de um escoamento unidirecional de fluido. ................7

Figura 2.2: Viscosidade para fluidos Newtonianos; fonte: CHHABRA (1999). .......................8

Figura 2.3: Tipos de fluidos não-Newtonianos independentes do tempo. ...............................10

Figura 2.4: Gráfico típico de dois fluidos viscoplásticos; fonte: CHHABRA (1999)..............14

Figura 2.5: Exemplo de reograma para lamas MMH (Dow Chemical Company). ..................21

Figura 2.6: Reograma de uma suspensão polimérica de goma xantana. ..................................22

Figura 2.7: Evolução do perfil de velocidade axial em função do comprimento de entrada. ..25

Figura 2.8: Evolução do comprimento de entrada para fluidos não-Newtonianos; fonte:

CHEBBI (2002)................................................................................................................26

Figura 2.9: Coeficiente de interação viscosa em função de ReMR; fonte: DESOUKY e AWAD

(1998) ...............................................................................................................................28

Figura 2.10: Fator de atrito em função do número de Reynolds para escoamento em tubos...30

Figura 2.11: Fator de atrito em função do número de Reynolds generalizado; fonte:

ESCUDIER et al. (1999). .................................................................................................31


RUDMAN et al. (2004)....................................................................................................31

Figura 2.13: Redução do atrito em função da concentração de polímero; fonte: MOWLA e

NADERI (2006). ..............................................................................................................33

Figura 2.14: Influência do parâmetro ‘n’ de power law no Reynolds crítico em função da

razão entre diâmetro de tubos; fonte: GUCUYENER e MEHMETOGLU (1996)..........34

Figura 2.15: Influência dos parâmetros ‘n’ e ‘To’ no Reynolds crítico para k=0,6; fonte:

GUCUYENER e MEHMETOGLU (1996)......................................................................35

Figura 2.16: Fator de atrito em função de ReG em arranjo excêntrico; fonte: NOURI e

WHITELAW (1997). .......................................................................................................36

Figura 2.17: Fator de atrito vs ReG para fluxo anular concêntrico de fluido não-Newtoniano;

fonte: ESCUDIER e GOULDSON (1995).......................................................................37

Figura 2.18: Efeito da velocidade angular do eixo interno sobre o gradiente de pressão; fonte

ESCUDIER et al. (2002). .................................................................................................38

Figura 2.19: Queda de pressão vs rotação do eixo fluxo laminar concêntrico; fonte:

McCANN et al. (1995).....................................................................................................39

ii

Figura 2.20: Efeito da excentricidade na fluidodinâmica do escoamento anular; fonte:

MANGLIK et al. (1999)...................................................................................................42

Figura 2.21: Perfil de velocidade axial em função da excentricidade; fonte: SHARIFF e

HUSSAIN (2000). ............................................................................................................43

Figura 2.22: Influência da excentricidade e da velocidade de rotação do eixo interno na queda

de pressão; fonte ESCUDIER et al. (2002)......................................................................45

Figura 2.23: Soluções dotadas e desprovidas de realismo físico, para velocidade do fluido

escoando em tubo. ............................................................................................................53

Figura 2.24: Balanço de fluxos em um volume de controle.....................................................54

Figura 2.25: Representação de um volume de controle finito genérico em 2D. ......................56

Figura 2.26: Algoritmo do método de solução segregada. .......................................................60

Figura 2.27: Algoritmo do método de solução acoplada..........................................................61

Figura 2.28: Volume de controle usado para ilustrar a discretização da equação de transporte

de um escalar. ...................................................................................................................64

Figura 2.29: Alterações de uma variável ‘φ’ entre x=0 e x=L. ................................................66

Figura 2.30: Volume de controle unidimensional. ...................................................................67

Figura 2.31: Representação vetorial dos elementos da Equação (2.88). ..................................76

Figura 2.32: Matrizes da análise canônica, Equação (2.101) ...................................................82

Figura 2.33: Forma canônica para uma superfície de resposta em duas variáveis...................83

Figura 3.1: Foto do conjunto banho termostatizado – reômetro. .............................................87

Figura 3.2: Foto do aquecedor elétrico.....................................................................................88

Figura 3.3: Efeito do modo de adição de polímero na qualidade da suspensão. ......................89

Figura 3.4: Preparo de uma batelada de 46 litros de solução polimérica. ................................90

Figura 3.5: Detalhes do mixer. .................................................................................................90

Figura 3.6: Detalhes do tanque de homogeneização. ...............................................................91

Figura 3.7: Fotografia da unidade experimental.......................................................................92

Figura 3.8: Detalhes da montagem do flange. ..........................................................................93

Figura 3.9: Detalhes dos flanges para o arranjo excêntrico......................................................93

Figura 3.10: Distribuidor de fluxo............................................................................................94

Figura 3.11: Concentrador de fluxo com terminal para termômetro........................................94

Figura 3.12: Estroboscópio digital FRATA. ............................................................................95

Figura 3.13: Detalhes do acoplamento entre eixos...................................................................95

Figura 3.14: Arranjo da bomba helicoidal e seus acessórios....................................................96

Figura 3.15: Válvulas e medidor magnético de vazão..............................................................96

iii

Figura 3.16: Sistema de queda de pressão................................................................................97

Figura 3.17: Detalhes do transdutor de pressão e válvulas para eliminação de bolhas............97

Figura 3.18: Definição das fronteiras da unidade virtual. ......................................................100

Figura 3.19: Definição do posicionamento entre tubos para e=0,75. .....................................100

Figura 3.20: Subdivisão do corpo principal para a situação excêntrica. ................................101

Figura 3.21: Malha da seção anular divida em quatro quadrantes para e=0,0. ......................101

Figura 3.22: Malha da seção anular divida em quatro quadrantes para e=0,75. ....................102

Figura 3.23: Refinamento de malha empregando a ferramenta de camada limite para e=0,0.

........................................................................................................................................102

Figura 3.24: Malha dos tubos externo e interno. ....................................................................103

Figura 4.1: Reogramas das suspensões de goma xantana. .....................................................108

Figura 4.2: Dados reológicos da suspensão de goma xantana a 0,55 %.................................109

Figura 4.3: Início da decomposição da suspensão de goma xantana a 0,55 %. .....................111

Figura 4.4: Arranjo de alimentação ortogonal do anular........................................................112

Figura 4.5: Velocidade axial adimensional na seção concêntrica. .........................................116

Figura 4.6: Velocidade axial adimensional na seção excêntrica. ...........................................116

Figura 4.7: Perfis adimensionais de velocidade axial e tangencial para e=0,00. ...................117

Figura 4.8: Perfis adimensionais de velocidade axial para e=0,80.........................................117

Figura 4.9: Perfis adimensionais de velocidade tangencial para e=0,80. ...............................117

Figura 4.10: Efeito da vazão e da rotação sobre a queda de pressão para o Fluido 1 em

arranjo concêntrico. ........................................................................................................119


arranjo excêntrico. ..........................................................................................................119





Figura 4.14: Comprimento de entrada para o escoamento do Fluido 1, nas condições de

arranjo concêntrico, U=0,406 m/s e ausência de rotação. ..............................................121

Figura 4.15: Comprimento de entrada em função da rotação e excentricidade. ....................122

Figura 4.16: Perda de carga em função da vazão e rotação para solução de glicerina (e=0,0).

........................................................................................................................................124

Figura 4.17: Superfície de resposta para vazão e concentração para e=0,00 em X2=0,00. ....128

Figura 4.18: Superfície de resposta para vazão e rotação para e=0,00 em X3=0,00...............128

iv

Figura 4.19: Superfície de resposta para rotação e concentração para e=0,00 em X1=0,00. ..129

Figura 4.20: Superfície de resposta para vazão e concentração para e=0,75 em X2=0,00. ....131

Figura 4.21: Superfície de resposta para vazão e rotação para e=0,75 X3=0,00.....................131

Figura 4.22: Superfície de resposta para rotação e concentração para e=0,75 X1=0,00.........132

Figura 4.23: Comprimento de entrada para o ensaio número 12 dos planejamentos. ............134

Figura 4.24: Efeitos da concentração polimérica nos ensaios 15, 16 e 17, para e=0,00. .......135

Figura 4.25: Efeitos da vazão nos ensaios 11, 12 e 17, para e=0,00. .....................................135

Figura 4.26: Perfil de queda de pressão para os testes 10, 13 e 14 para e=0,00.....................136

Figura 4.27: Comparação da queda de pressão para valores experimentais e simulados. .....136

Figura 4.28: Contornos da velocidade axial para a condição 11 do planejamento concêntrico.

........................................................................................................................................137


........................................................................................................................................138


........................................................................................................................................138


........................................................................................................................................139

Figura 4.32: Contornos da velocidade axial para a condição 14 do planejamento do


Figura 4.33: Perfis de velocidade para a condição 11 do planejamento concêntrico.............140




Figura 4.37: Perfis de velocidade para a condição 14 do planejamento do arranjo excêntrico.

........................................................................................................................................143

Figura 4.38: Exemplo da flutuação dos resíduos na solução numérica..................................144

Figura 4.39: Efeito da rotação sobre a queda de pressão para solução de glicerina 2 para o


Figura 4.40: Efeito da rotação do eixo interno sobre a queda de pressão. .............................148

Figura 4.41: Comparação da queda de pressão para valores experimentais e simulados. .....148

Figura 4.42: Comparação da equação de Haider e Levenspiel com dados experimentais.....150

Figura 4.43: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 13 para e=0,00 (0 RPM). ...............151

Figura 4.44: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 17 para e=0,00 (300 RPM). ...........151

Figura 4.45: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 14 para e=0,00 (600 RPM). ...........152

v

Figura 4.46: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 13 para e=0,75 (0 RPM). ...............153

Figura 4.47: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 17 para e=0,75, partindo da seção

superior do anular (300 RPM). .......................................................................................153


inferior do anular (300 RPM). ........................................................................................154


inferior do anular (600 RPM). ........................................................................................154

Figura 4.50: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 14 para e=0,75, partindo da seção de

menor espaço anular (600 RPM). ...................................................................................155

vi

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1: Valores típicos de viscosidade a temperatura ambiente; fonte: CHHABRA (1999).

............................................................................................................................................8

Tabela 2.2: Matriz do planejamento composto central.............................................................81

Tabela 3.1: Valores nominais e codificados para as variáveis do planejamento e propriedades

do escoamento. ...............................................................................................................106

Tabela 4.1: Viscosidade e densidade das soluções de glicerina. ............................................107

Tabela 4.2: Parâmetros reológicos do modelo de Herschel-Bulkley......................................111

Tabela 4.3: Condições de simulação para verificação............................................................113

Tabela 4.4: Parâmetros reológicos do modelo de Cross.........................................................114

Tabela 4.5: Condições empregadas nas simulações numéricas..............................................118

Tabela 4.6: Efeitos das variáveis investigadas na resposta da queda de pressão. ..................125

Tabela 4.7: Parâmetros da regressão múltipla para o arranjo concêntrico. ............................127

Tabela 4.8: Parâmetros da regressão múltipla para o planejamento do arranjo excêntrico....130

Tabela 4.9: Condições dos ensaios complementares..............................................................147

vii

LISTA DE SÍMBOLOS

a fator de ortogonalidade do planejamento de experimentos, (–)

A representação de área superficial, (m2)

ARS parâmetro do modelo reológico de Robertson-Stiff, (–)

B parâmetro do modelo reológico de Robertson-Stiff, (–)

C constante de interação viscosa, Equação (2.29), (–)

CD coeficiente de arraste, (–)

CP concentração polimérica, (%)

D diâmetro do tubo, (m)

DE diâmetro do tubo externo, (m)

DI diâmetro do tubo interno, (m)

DH diâmetro hidráulico, (m)

e excentricidade, (–)

E relação adimensional entre velocidades tangencial e axial, (–)

f fator de atrito de Fanning, (–)

GM adimensional de MAGLIONE (1995), (–)

F representação de um vetor força, (N)

He adimensional de Hedstrom, (–)

k razão entre diâmetros, (–)

L comprimento, (m)

LE comprimento de entrada, (m)

m índice de consistência do modelo reológico de power-law, (Pa.sn)

n índice de comportamento do modelo reológico de power-law, (–)

Pe adimensional de Peclet, (–)

PI índice de plasticidade, (–)

P0 pressão piezométrica inicial, (Pa)

PL pressão piezométrica na posição L, (Pa)

Q vazão de escoamento, (m3/h)

Re número de Reynolds, (–)

ReG número de Reynolds generalizado, (–)

ReMR número de Reynolds generalizado de METZNER e REED (1955), (–)

REXT raio do tubo externo, (m)

RINT raio do tubo interno, (m)

viii

s parâmetro do modelo reológico de Carreau, (–)

Ta adimensional de Taylor, (–)

T0 tensão residual adimensional, (–)

U velocidade média no anular, (m/s)

UC velocidade média no centro do anular para CHEBBI (2002), (m/s)

U0 velocidade média inicial para CHEBBI (2002), (m/s)

w velocidade angular, (rad/s)

wi variáveis da equação canônica, (–)

W rotação do eixo interno, (RPM)

va velocidade axial anular, (m/s)

x constante adimensional da Equação (2.26), (–)

Xi variável codificada do planejamento de experimentos, (–)

Yi resposta da queda de pressão para o planejamento de experimentos, (Pa)

LETRAS GREGAS

α parâmetro de ruptura do modelo reológico de Cross, (s)

α’ parâmetro da Equação (2.26), (–)

αc parâmetro da Equação (2.27), (–)

αE parâmetro da Equação (2.8), (–)

βi parâmetros de ajuste da Equação (2.97), (–)

∆P queda de pressão, (Pa)

ζ variável codificada para planejamento de experimentos, (–)

λ constante de tempo do modelo reológico de Carreau, (s)

λi raízes da equação canônica, (–)

µ viscosidade dinâmica de fluidos Newtonianos, (Pa.s)

µB viscosidade do modelo reológico de Bingham, (Pa.s)

µC viscosidade do modelo reológico de Casson, (Pa.s)

µ0 viscosidade zero, em baixas taxas de deformação (Pa.s)

µ∞ viscosidade infinita, em altas taxas de deformação (Pa.s)

µE viscosidade efetiva para fluidos não-Newtonianos, (Pa.s)

τ tensão cisalhante, (Pa)

τv tensão cisalhante viscosa, parâmetro da Equação (2.29), (Pa)

ix

τ0 tensão residual do modelo reológico de Herschek-Bulkley, (Pa)

0Bτ tensão residual do modelo reológico de Bingham, (Pa)

0Cτ tensão residual do modelo reológico de Casson, (Pa)

τ1/2 parâmetro do modelo reológico de Ellis, (Pa)

γ taxa de deformação característica, (s-1)

γ0 taxa de deformação inicial, parâmetro do modelo reológico de Robertson-Stiff, (s-1)

ρ densidade do fluido, (kg/m3)

x

RESUMO

O escoamento de fluidos em regiões anulares tem grande destaque na indústria

petrolífera, tanto na perfuração, com o carreamento das partículas pelos fluidos de perfuração,

quanto na elevação artificial do petróleo por sistemas de bombeamento com cavidades

progressivas. A constante preocupação com custos de operação e a necessidade cada vez mais

freqüente de aumentos nas capacidades de produção implicam em vazões cada vez maiores

nos poços. Com isso as perdas de carga ao longo do anular tubo/eixo passaram a representar

uma quantia significativa da energia total a ser fornecida e consequentemente a sua

determinação assumiu papel importante no dimensionamento de tais unidades.

No estudo desenvolvido, a análise do campo de escoamento de líquidos, baseou-se

numa abordagem experimental e também na utilização de técnicas numéricas de

fluidodinâmica computacional (CFD).

Na parte experimental, montou-se uma unidade piloto para investigar o fluxo

horizontal de líquidos não Newtonianos na região anular formada por dois tubos em arranjos

concêntrico e excêntrico. Os ensaios experimentais planejados foram conduzidos no sentido

de avaliar o efeito das principais variáveis sobre a queda de pressão, como: excentricidade do

sistema (e=0,00; e=0,75), rotação do eixo (0<W<600 RPM), concentração polimérica

(0,25<CP<0,55 %) e vazão de escoamento (0,2<Q<2,2 m3/h).

O trabalho realizado também contempla, através da simulação empregando códigos

comerciais de CFD, a investigação das condições experimentais testadas na análise dos perfis:

de queda de pressão, do comprimento de entrada, de velocidades axial e tangencial e trajetória

de escoamento. Usualmente, considera-se que essas variáveis são relevantes no entendimento

pormenorizado do escoamento de fluidos de perfuração e das partículas por elas

transportadas.

A comparação dos resultados experimentais e simulados mostrou boa concordância,

permitindo a satisfatória avaliação do desempenho da técnica numérica empregada. A

capacidade preditiva da técnica numérica também foi observada, considerando alguns

resultados experimentais reportados na literatura, buscando uma forma de verificação de

modelos matemáticos adotados bem como os algoritmos de acoplamento e a malha

computacional empregada.

xi

ABSTRACT

The annular flow has great importance in the oil industry, in drilling operations with

cuttings removal by drilling mud and also in petroleum artificial lifting, with progressive

cavity pumping systems. The constant concern about operation costs and the more frequent

necessity of raising the production capacity implies in larger flow through oil wells. In this

way the pressure drop through the annular region started to represent a significant amount of

the overall energy to be supplied, consequently its prediction assumed an important role in the

dimensioning of these units.

In the present study, the flow field analysis was based on experimental approach and

also applying numeric techniques of computational fluid dynamics (CFD).

In the experimental part, a pilot unit was assembled to investigate the horizontal flow

of non-Newtonian liquids though the annular space formed by two tubes with concentric and

eccentric layouts. The planned experimental assays were conduced to evaluate the effect of

the main variables over the pressure drop, such as: system geometry (e=0,00; e=0,75), shaft

rotation (0<W<600 RPM), polymeric concentration (0,25<CP<0,55 %) and fluid flow

(0,2<Q<2,2 m3/h).

This work also contemplates, through commercial CFD codes simulations, the

investigation of experimental conditions by analyzing the profiles: of pressure drop, entrance

length, axial and tangential velocities and flow trajectories. Considering that these variables

are relevant to the whole understanding of drilling mud flow and cuttings transport.

The comparison between the results obtained by the two techniques showed good

agreement, allowing a satisfactory performance valuation of the numeric technique. The

prediction capacity was also observed considering some experimental results reported in the

literature, in order to verify the adopted mathematical models, the coupling algorithms and the

computational grid used.

CAPÍTULO 1

INTRODUÇÃO

1.1 Motivação pelo tema

O escoamento de fluidos em espaços anulares passou a receber maior destaque na

indústria petrolífera a partir do início da década de 80, tanto na perfuração com o carreamento

de cascalho (cuttings) pelos fluidos de perfuração (esquema da Figura 1.1), quanto na

elevação artificial do petróleo com sistemas de bombeamento em cavidades progressivas

(BCP). Com a constante preocupação com custos de operação e a necessidade de aumento de

capacidade de produção, vazões cada vez maiores são utilizadas e as perdas hidrodinâmicas ao

longo do anular poço/eixo passaram a representar uma quantia significativa da energia total a

ser fornecida e consequentemente sua determinação assumiu papel relevante no

dimensionamento de tais unidades.

Figura 1.1: Esquema da perfuração vertical de poços de petróleo.

1.1.1 A utilização de fluidos de perfuração

A remoção dos cascalhos ocorre com a circulação do fluido de perfuração escoando

pela broca (drillbit), fazendo sua lubrificação, resfriamento e limpeza da região de corte,

evitando que o acúmulo de cascalhos aumente o torque desnecessariamente. O fluido de

perfuração usualmente apresenta comportamento reológico não-Newtoniano, do tipo

pseudoplástico ou viscoplástico. O fluido de perfuração escoa no interior do eixo de

acionamento até alcançar a broca, retornando à superfície carreando os cascalhos através do

anular formado entre o poço perfurado e o eixo da broca. A Figura 1.2 apresenta um esboço

do escoamento de fluidos de perfuração.

Figura 1.2: Esboço do escoamento de fluidos de perfuração.

1.1.2 Evolução da perfuração de poços horizontais

A perfuração horizontal passou a ter destaque a partir da década de 90, já que antes

disso os altos custos de perfuração e as limitações tecnológicas desencorajavam

investimentos. Contudo, pode-se destacar algumas das inovações que viabilizaram o uso dessa

técnica de perfuração:

• Melhores sistemas de balanceamento da broca, permitindo a manutenção da direção de

perfuração;

• Desenvolvimento de técnicas de deslocamento em poços, que facilitam o trabalho de

transporte de equipamentos (colunas, cabos e revestimento);

• Melhoria da qualidade de fluidos de perfuração, permitindo a melhor remoção de

sedimentos evitando o acúmulo na região anular.

Mesmo com o avanço tecnológico, os custos de perfuração ainda permanecem

elevados quando comparados com os de perfuração vertical, chegando a ser de 1,5 a 3 vezes

mais dispendiosos. Entretanto, a possibilidade de exploração de reservatórios delgados ou em

fraturas verticais, conforme esquema da Figura 1.3, justifica sua implantação. A taxa de

recuperação é outro aspecto extremamente favorável, por ser usualmente de 3 a 5 vezes

superior em relação aos poços verticais. Fatores associados à segurança de operação e a

Capítulo 1 – Introdução 3

integridade física do poço também são evidenciados na perfuração horizontal. Nesta

configuração, o controle dos fluidos de formação (água e gases) é mais eficiente, evitando os

indesejáveis kicks (oscilações de pressão pela maior entrada de óleo e/ou gás no poço) e

blow-out (aumento abrupto da pressão causada por gás podendo causar danos à estrutura do

poço).

Figura 1.3: Esboço de um sistema de perfuração horizontal.

1.1.3 Contribuição da fluidodinâmica computacional

Os aspectos físicos de qualquer escoamento de fluido são governados por três

princípios fundamentais: a conservação da massa, a segunda lei de Newton e a conservação da

energia. Estes princípios fundamentais podem ser expressos em termos de equações

matemáticas, as quais em sua maioria são equações diferenciais parciais. A fluidodinâmica

computacional (do inglês CFD) é a ciência que visa determinar a solução numérica das

equações que governam o escoamento de fluidos, enquanto a solução avança no tempo e

espaço para obter a descrição numérica completa do campo de escoamento de interesse.

As leis governantes para a fluidodinâmica Newtoniana, as equações transientes de

Navier-Stokes, são conhecidas há mais de um século. Entretanto, a investigação analítica das

formas reduzidas destas equações é, ainda, uma área ativa de pesquisa assim como os

aspectos relacionados à turbulência nas equações normalizadas de Reynolds. Para a

fluidodinâmica não-Newtoniana, escoamentos com reações químicas e escoamentos

multifásicos os desenvolvimentos científicos estão em um estágio ainda menos avançado.

A técnica de CFD quando associada à fluidodinâmica experimental tem exercido um

importante papel na verificação e delineamento dos limites de diversas aproximações para as

equações governantes, mostrando ser uma alternativa efetiva de menor custo para medições


em escalas totais. A fluidodinâmica computacional tem sido, usualmente, empregada no

projeto de equipamentos que dependem criticamente da descrição do comportamento do

escoamento dos fluidos. Particularmente, naquelas situações, cujas medições ou

determinações em escala total, são economicamente impraticáveis.

O atual incremento na velocidade de processamento dos computadores e a quantidade

de memória disponível, desde 1950, têm conduzido à emergência da fluidodinâmica

computacional. Este braço da fluidodinâmica complementa os trabalhos experimentais e

teóricos pelo fornecimento de alternativas economicamente interessantes, através da

simulação numérica de escoamentos reais, permitindo avanços em condições indisponíveis

experimentalmente.

O papel da CFD nas predições da engenharia se tornou tão forte que atualmente ela

pode ser vista como a terceira dimensão da fluidodinâmica, que se somam as outras duas

dimensões clássicas: experimental e teórica.

O desenvolvimento de computadores pessoais mais potentes antecipou os avanços que

estavam sendo feitos no campo da fluidodinâmica computacional. Consequentemente, a CFD

é agora o meio preferido de se testar projetos alternativos, em muitas empresas de engenharia,

antes mesmo que qualquer teste experimental seja realizado.

1.2 Objetivos específicos

Os principais objetivos a serem alcançados neste trabalho são:

• Montar uma unidade piloto, em escala laboratorial, para aquisição de dados referentes

às perdas hidrodinâmicas em sistemas anulares horizontais em função da geometria do

sistema (excentricidade), vazão de escoamento, reologia do fluido e rotação do eixo

interno;

• Simular o escoamento de fluidos de perfuração em regiões anulares com o uso da

técnica de fluidodinâmica computacional para a determinação dos perfis de velocidade

axial e tangencial além dos gradientes de pressão ao longo do escoamento;

• Verificar os modelos e a técnica de solução numérica a partir dos resultados

experimentais, estendendo a análise para a predição da trajetória de partículas

inseridas no escoamento do fluido. Estas informações ganham relevância à medida

que possibilitam predizer situações operacionais com torques excessivos e avaliar as

situações fluidodinâmicas onde possam ocorrer entupimentos do poço horizontal pelos

sedimentos gerados no processo de perfuração.


1.3 Temática da tese

No Capítulo 2, apresenta-se uma revisão bibliográfica de trabalhos associados ao

escoamento helicoidal de fluidos em espaços anulares. São abordados ainda: a classificação

de fluidos, uma resenha dos trabalhos reportados na literatura, o equacionamento e

modelagem matemática do fenômeno, a parte relacionada à fluidodinâmica computacional e a

técnica de planejamento de experimentos.

No Capítulo 3, tem-se a descrição dos métodos empregados na investigação científica,

a descrição individual dos equipamentos utilizados e a sua integração na unidade

experimental e o detalhamento do uso da técnica de CFD para simulação do problema.

Os resultados obtidos e as discussões sobre os resultados experimentais e os simulados

são apresentados no Capítulo 4.

Finalmente, o Capítulo 5 resume as principais conclusões deste estudo e também

apresenta um elenco de sugestões para continuação desta linha de pesquisa e o

desenvolvimento de trabalhos futuros.

CAPÍTULO 2

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

O principal objetivo deste capítulo é apresentar, de forma sucinta, tanto um conteúdo

referencial quanto o material bibliográfico sobre o escoamento anular disponível na literatura;

e ainda alguns dos princípios sobre a fluidodinâmica computacional.

A coletânea de artigos discutida neste capítulo não representa todos os trabalhos

publicados sobre o assunto, mas representa uma amostra significativa dos estudos

desenvolvidos sobre o tema.

2.1 Fluidos Newtonianos

Seja uma fina camada de fluido contida entre duas placas paralelas separadas por uma

dada distância, como mostrado na Figura 2.1. Em condições de estado permanente, se este

fluido for submetido a uma tensão pela aplicação de uma força ‘F’ (na placa superior), essa

será equilibrada por uma força de fricção interna no fluido de igual intensidade e sentido

oposto. Para um fluido Newtoniano incompressível em regime laminar, a tensão de

cisalhamento ‘τ’, é igual ao produto entre a taxa de deformação ‘γ ’, e a viscosidade média do

fluido ‘µ’. Neste caso, a taxa de deformação pode ser expressa como o gradiente de

velocidade na direção perpendicular à força de cisalhamento, ou seja, como a razão entre o

diferencial da velocidade ‘dVx’ e o diferencial da espessura do fluido ‘dy’.

Figura 2.1: Representação esquemática de um escoamento unidirecional de fluido.

dV Fxdy A

µγ µ τ⎛ ⎞

= − = =⎜ ⎟⎝ ⎠

(2.1)

O sinal negativo na Equação (2.1) indica que a tensão de cisalhamento é a medida de

resistência do fluido ao movimento. A constante de proporcionalidade ou razão entre tensão

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica 7

de cisalhamento e taxa de deformação é denominada de viscosidade Newtoniana, sendo por

definição de fluido Newtoniano, independente da taxa de deformação ou da tensão de

cisalhamento; dependendo somente do material e de sua temperatura e pressão. O diagrama

da tensão de cisalhamento em função da taxa de deformação é usualmente conhecido como

reograma; sendo para um fluido Newtoniano, representado por uma linha reta de inclinação

igual a ‘µ’ que passa pela origem. Isto significa que a viscosidade Newtoniana é

numericamente igual à linha tangente à curva do gráfico de ‘τ’ em função de ‘γ ’. A Figura

2.2, mostra um diagrama típico de tensão de cisalhamento em função da taxa de deformação

para dois fluidos Newtonianos: óleo de cozinha e óleo de milho.

Figura 2.2: Viscosidade para fluidos Newtonianos; fonte: CHHABRA (1999).

A constante ‘µ’, desse modo, caracteriza completamente o comportamento de um

fluido Newtoniano a temperatura e pressão constantes. Gases, líquidos orgânicos simples,

soluções de sais inorgânicos de baixo peso molecular e metais fundidos são exemplos

clássicos de fluidos Newtonianos.

A Tabela 2.1 mostra alguns valores de viscosidade de substâncias, sendo algumas

delas empregadas no cotidiano.

Tabela 2.1: Valores típicos de viscosidade a temperatura ambiente; fonte: CHHABRA (1999).

Substância µ (mPa.s)


Ar 10-2

Benzeno 0,65

Água 1,00

Álcool etílico 1,20

Mercúrio 1,55

Etileno glicol 20

Óleo de oliva 100

Glicerina 100 % 1000

Betume 1011

Vidro fundido 1015

2.2 Fluidos não-Newtonianos

Fluido não-Newtoniano é aquele cujo diagrama de escoamento (tensão de

cisalhamento em função da taxa de deformação) não é linear ou não passa através da origem,

ou seja, é aquele cuja viscosidade não é constante a uma dada temperatura e pressão, mas

dependente de condições como, por exemplo: geometria do fluxo ou vazão de fluido e taxa de

deformação. Dessa maneira, esses fluidos podem ser convenientemente agrupados em três

classes:

• Fluidos nos quais a taxa de deformação em qualquer ponto é determinada somente

pelo valor da tensão de cisalhamento naquele ponto e naquele instante; esses fluidos

são conhecidos como “independentes do tempo”.

• Fluidos mais complexos onde a relação entre a tensão de cisalhamento e a taxa de

deformação depende ainda do tempo de duração do cisalhamento e de sua cinemática;

estes fluidos são denominados “fluidos dependentes do tempo”.

• Substâncias com características de fluidos ideais e sólidos elásticos demonstrando

recuperação elástica parcial após a deformação; caracterizadas como fluidos visco-

elásticos.

Esse esquema de classificação é ainda arbitrário e a maioria dos materiais reais exibe

frequentemente, uma combinação de dois ou até três tipos destas características

não-Newtonianas.

Neste capítulo, é abordada apenas a classe de fluidos não-Newtonianos independentes

do tempo devido às características da proposta de estudo.

Em um cisalhamento simples, o comportamento da vazão de materiais clássicos pode

ser descrito por equações que determinam o valor da taxa de deformação em qualquer ponto


do escoamento no qual o fluido é cisalhado. Inversamente, pode-se obter uma função que

prediz a tensão de cisalhamento em função de sua taxa de deformação. Esta classe de fluidos

independente do tempo pode ser dividida em três subgrupos de acordo com a forma da função

representada nas Equações (2.2) e (2.3), a saber:

• Pseudoplásticos;

• Dilatantes;

• Viscoplásticos.

( )fγ τ= (2.2)

( )gτ γ= (2.3)

A Figura 2.3 esboça as curvas (em escala linear) do comportamento típico desses três

subgrupos de fluido, comparando-as com a curva de um fluido Newtoniano.

Figura 2.3: Tipos de fluidos não-Newtonianos independentes do tempo.

2.2.1 Fluidos pseudoplásticos

Dentre os fluidos não-Newtonianos independentes do tempo, um dos mais comumente

observado é o pseudoplástico, caracterizado por uma viscosidade efetiva que decresce com o

incremento da taxa de deformação.

Tanto em taxas de deformação muito baixas como muito altas, a grande maioria das

soluções poliméricas com comportamento pseudoplástico exibe características Newtonianas,

isto é, o gráfico da tensão de cisalhamento em função da taxa de deformação aproxima-se de

uma linha reta.


Os valores de viscosidade aparente a taxas de deformação muito baixas e muito altas

são designados, respectivamente, viscosidade de deformação zero ‘µ0’ e viscosidade de

deformação infinita ‘µ∞’. Desse modo, a viscosidade efetiva, para um fluido pseudoplástico,

decresce de ‘µ0’ para ‘µ∞’ com o aumento da taxa de deformação.

Geralmente, numa faixa muito baixa de taxa de deformação, a viscosidade efetiva é

constante (região de deformação zero) e o valor de ‘µ0’ tende a aumentar com a elevação da

massa molecular do polímero ou ainda com o incremento da concentração do mesmo.

2.2.1.1 Alguns modelos matemáticos para fluidos pseudoplásticos

Muitas expressões de complexidade e forma variadas foram propostas para modelar

matematicamente as características pseudoplásticas dos fluidos; na verdade essas correlações

são tentativas diretas de ajustes empíricos, oriundos de regressão linear ou não linear, de

dados experimentais de tensão cisalhante em função da taxa de deformação. Por outro lado,

algumas correlações fundamentam-se em bases teóricas da mecânica clássica (como uma

extensão da teoria cinética do estado líquido). Os modelos reológicos reportados na literatura

são os de power-law, Carreau, Cross e de Ellis, descritos a seguir:

Modelo de Ostwald de Waele ou power-law

Estes tipos de fluidos exibem uma relação não linear entre a tensão de cisalhamento e

a taxa de deformação, conforme representado na Equação (2.4). Esta abordagem com base em

modelos de potência denomina ‘m’ como o índice de consistência e ‘n’ o índice de

comportamento.

( )nmτ γ= (2.4)

Desse modo, a viscosidade efetiva para um fluido de tipo power-law é expressa pela

Equação (2.5).

( ) 1nE mτµ

γ−= = γ (2.5)

Para n<1, o fluido exibe propriedades pseudoplásticas; se n=1 o fluido comporta-se

como Newtoniano, e se n>1 o fluido é caracterizado como dilatante.

Embora o modelo power-law seja a mais simples representação matemática para um

fluido pseudoplástico, ele tem algumas imperfeições. Por exemplo, esse modelo não

caracteriza fluidos nas regiões de viscosidade aparente para deformação tendendo a zero, ‘µ0’,

bem como nas regiões de viscosidade para deformação infinita, ‘µ∞’.


Modelo de Carreau

Esse modelo foi proposto por CARREAU e KEE (1979) para representar o

comportamento reológico de resinas e de soluções poliméricas. O modelo se baseia em três

parâmetros: a viscosidade a baixas taxas de deformação ‘µ0’, uma constante de tempo ‘λ’ e

um parâmetro adimensional ‘s’, conforme visto na Equação (2.6).

( )20

Sτ µ λγ⎡ ⎤= ⎣ ⎦ γ (2.6)

Modelo de Cross

Para representar o comportamento reológico de resinas e de soluções poliméricas,

CROSS (1965) apud RAJU et al. (1993) propôs um modelo a três parâmetros para representar

a viscosidade efetiva em função da viscosidade a altas taxas de deformação ‘µ∞’, a

viscosidade a baixas taxas de deformação ‘µ0’ e um parâmetro associado à ruptura das

ligações ‘α’, de acordo com a Equação (2.7).

( )

02 31

Eµ µµ µ

α γ∞

∞−

= ++

(2.7)

Esse modelo é bastante empregado para descrever o comportamento reológico em

amplos intervalos de taxa de deformação.

Modelo de Ellis

O modelo de Ellis diferentemente dos dois anteriores, descreve a viscosidade efetiva

em função da tensão de cisalhamento ao invés da taxa de deformação, segundo a Equação

(2.8)

( )

01

1/ 21 / EE α

µµτ τ −=

+ (2.8)

Nessa equação, ‘µ0’ é a viscosidade para taxa de deformação tendendo a zero e as duas

constantes, αE >1 e τ1/2 são parâmetros de ajuste. Enquanto ‘αE’ é a medida do grau de

comportamento pseudoplástico (maior valor de αE, maior dimensão de pseudoplasticidade),

‘τ1/2’ representa o valor da tensão de cisalhamento quando a viscosidade efetiva tender a

assumir a metade do valor inicial, ou seja, τ → τ1/2 quando µE → 0 2µ .

2.2.2 Fluidos dilatantes


Os fluidos dilatantes são similares aos pseudoplásticos por não possuírem uma tensão

de cisalhamento inicial, porém sua viscosidade aparente aumenta com o incremento da taxa

de deformação. Esse tipo de comportamento foi observado originalmente em suspensões

concentradas e uma possível explicação para isso é que, em repouso, o espaço entre as

partículas é mínimo e o líquido presente é suficiente para preenchê-lo. A baixas taxas de

deformação, o líquido lubrifica a superfície de contato de uma partícula com outra resultando,

consequentemente, em uma redução do atrito entre partículas e numa tensão de cisalhamento

menor. As altas taxas de deformação, por outro lado, o material expande ou dilata

ligeiramente (como é observado também no movimento de dunas de areia), de modo que o

líquido existente passa a ser insuficiente para preencher o espaço vazio e prevenir o contato

direto sólido-sólido, resultando num aumento de fricção e da tensão de cisalhamento. Esse

mecanismo causa uma rápida elevação da viscosidade efetiva com o aumento da taxa de

deformação.

Dentre os fluidos independentes do tempo, esta subclasse tem recebido pouca atenção,

consequentemente poucos dados confiáveis estão disponíveis na literatura. Até recentemente,

os fluidos dilatantes eram considerados como sendo os menos comuns nas indústrias de

processos químicos. Porém, com o recente aumento de interesse no manuseio e

processamento de sistemas com altas cargas de sólidos, tem aumentado o número de artigos

publicados sobre esse tema.

Como exemplos de materiais com esse comportamento, podem-se citar: suspensões

concentradas de argila para fabricação de louças, dióxido de titânio e farinha de trigo em água

entre outros.

As limitadas informações relatadas na literatura sobre esse fluido sugerem que a

viscosidade efetiva/taxa de deformação resulta, frequentemente, num gráfico linear (em

coordenadas logarítmicas) acima de uma faixa limite de taxa de deformação. A modelagem

matemática segue o modelo power-law, porém com índice de comportamento do fluido ‘n’

maior que um, conforme a Equação (2.9).

( ) 1nE mµ γ −= (2.9)

2.2.3 Fluidos viscoplásticos

Esse tipo de fluido é caracterizado pela existência de uma tensão de cisalhamento

inicial (tensão residual) ‘τ0’, diferente de zero, antes do fluido sofrer uma deformação ou

escoamento. Tal material apenas se deforma quando uma tensão externa aplicada for maior


que esta tensão de cisalhamento inicial. Quando a tensão externa exceder o valor da tensão de

cisalhamento inicial, a curva da tensão de cisalhamento em função da taxa de deformação do

fluido pode ser linear ou não-linear, mas não passa pela origem de coordenadas. Para níveis

de cisalhamento maiores que ‘τ0’, a substância comporta-se como um material viscoso.

Um fluido cuja curva de tensão de cisalhamento em função da taxa de deformação é

linear, para ⏐τ⏐ > ⏐τ0⏐, é chamado fluido plástico de Bingham, sendo caracterizado por uma

constante de viscosidade plástica (tangente à curva) e pela tensão de cisalhamento inicial. Por

outro lado, materiais que possuem uma tensão de cisalhamento inicial e uma curva não-linear

no gráfico de ‘τ’ em função de ‘γ ’ em coordenadas lineares (para ⏐τ⏐ > ⏐τ0⏐) são chamados

pseudoplásticos com tensão residual.

A Figura 2.4 ilustra o comportamento viscoplástico observado num extrato de carne

com comportamento de Bingham e numa solução polimérica como comportamento

pseudoplástico com tensão residual (solução de Carbopol®).

É interessante notar que materiais viscoplásticos também apresentam uma viscosidade

aparente que diminui com o acréscimo da taxa de deformação. É possível então, considerar

esses materiais como sendo uma classe particular de fluidos pseudoplásticos.

Exemplos comuns de fluidos viscoplásticos incluem partículas em suspensão,

emulsões, gêneros alimentícios, sangue, fluidos de perfuração etc (BARNES, 1999).

Figura 2.4: Gráfico típico de dois fluidos viscoplásticos; fonte: CHHABRA (1999).

2.2.3.1 Modelos matemáticos para fluidos viscoplásticos


Muitas expressões empíricas são propostas na literatura como resultado direto de

ajuste de dados experimentais. Três modelos usualmente empregados para descrever fluidos

viscoplásticos são apresentados a seguir:

O modelo plástico de Bingham

É a mais simples equação que descreve fluidos viscoplásticos com uma tensão

cisalhante inicial. Para uma tensão cisalhante unidimensional e constante, têm-se as Equações

(2.10) e (2.11).

( )0B

Bτ τ µ γ= + para 0Bτ τ> (2.10)

0γ = para 0Bτ τ< (2.11)

Sendo 0Bτ e µB tratados como parâmetros de ajuste da regressão.

Modelo Herschel-Bulkley

Estudando soluções heterogêneas de borracha em benzeno, HERSCHEL e BULKEY

(1926) apresentaram um modelo baseado nas propostas de Bingham e power-law (apud BIRD

et al.,1960), que contempla ajustes não lineares para a taxa de deformação e um valor de

tensão residual ‘τ0’, como visto nas Equações (2.12) e (2.13).

( )0nmτ τ γ= + para τ τ> o (2.12)

0γ = para 0τ τ< (2.13)

Com o uso de um terceiro parâmetro adicional ao modelo de power-law, essa

expressão fornece um ajuste mais satisfatório para algumas categorias de fluidos, como por

exemplo: suspensões heterogêneas de bentonita e soluções poliméricas de Carbopol® (KEE et

al., 2005).

É comum a utilização da forma modificada, conforme a Equação (2.14), para

expressar a viscosidade efetiva em função dos parâmetros da Equação (2.12) junto a um novo

parâmetro: a viscosidade inicial ‘µ0’, correspondente a baixas taxas de deformação (FLUENT,

2005).

( )0 0

nn

E

mτ γ τ µµ

γ0

⎡ ⎤+ +⎣ ⎦= (2.14)

O modelo de Casson


Muitos gêneros alimentícios e materiais biológicos, especialmente sangue, são

descritos por esse modelo:

( ) ( ) ( )1/ 21/ 2 1/ 2

0C

Cτ τ µ γ= + para τ τ> 0C (2.13)

0γ = para 0Cτ τ< (2.14)

Esse modelo tem sido frequentemente utilizado para descrever o comportamento da

tensão de cisalhamento/taxa de deformação de sangue, iogurte, extrato de tomate, chocolate

líquido etc.

O modelo de Robertson-Stiff

Também um modelo não linear a três parâmetros baseado em estudos da reologia de

pastas e polpas, este modelo incorpora a taxa de deformação inicial ‘γo’, um adimensional ‘B’

e um parâmetro de ajuste ‘ARS’. (ROBERTSON e STIFF, 1976; apud XU et al. 1994),

conforme a Equação (2.15).

( BRS oA )τ γ γ= + (2.15)

2.2.4 Fluidos de perfuração

A tecnologia envolvendo fluidos de perfuração vem recebendo aportes em pesquisa e

desenvolvimento devido à necessidade de suplantar novos desafios para exploração e

produção de petróleo. As perfurações de poços ultraprofundos com elevadas inclinações e

longas seções horizontais deixaram de ser desafios e hoje se tornaram alternativas

economicamente viáveis para altas taxas de exploração de petróleo (QUDAIHY et al., 2005).

MARTINS et al. (2004) destacam os limites hidráulicos para perfuração de poços

horizontais profundos brasileiros. Ressaltando que para cada avanço em termos de

profundidade encontram-se faixas cada vez mais estreitas entre pressão de poro e pressão de

fratura, exigindo progressivamente elevadas performances dos fluidos de perfuração.

Contudo estes incrementos de tecnologia não visam somente superar dificuldades

técnicas. Buscam também atender parâmetros econômicos, já que uma limpeza de poço

(cuttings removal) mais eficiente resulta em operações com menor consumo de energia

(torque mais baixos) e com taxas de penetração mais altas, o que implica na redução de

custos. Sendo que este último acaba se tornando um fator preponderante, visto que geralmente

os equipamentos para perfuração são terceirizados ou alugados; sendo que a perfuração de um


poço pode chegar a cifras próximas a seis milhões de dólares (DODSON e SCHMIDT, 2004

apud PAES et al., 2005).

Em termos de uma ordem de grandeza do volume da utilização destes materiais na

indústria petrolífera, o Instituto Americano do Petróleo (API) estima que cerca de

24.000.000 m3 de dejetos de perfuração foram gerados em 1995 dos poços terrestres

(onshore) apenas nos Estados Unidos. Desta forma, enquadra-se a relevância de estudos

envolvendo fluidos de perfuração, na busca permanente de altas performances e condições

otimizadas de operação.

A literatura técnica, a maioria dos livros-texto e os manuais de perfuração trazem uma

lista de 10 a 20 funções para os fluidos de perfuração durante uma prospecção de poço de

petróleo. As principais podem ser citadas resumidamente (CHILINGARIAN e VORABUTR,

1983; DARLEY e GRAYM, 1988; apud CHILINGAR e CAENN, 1996):

• Refrigerar a broca;

• Lubrificar as partes móveis da broca;

• Reduzir o atrito entre o eixo da broca e a parede do poço;

• Manter a estabilidade das paredes do poço;

• Prevenir a penetração de fluidos de formação (água e gás) pela parede do poço;

• Formar uma fina e pouco permeável torta de filtrado;

• Proporcionar resistência aos fluidos de formação;

• Fazer a limpeza do poço pelo carreamento dos cascalhos até a superfície.

A qualquer momento da perfuração de um poço, uma ou mais destas funções podem

prevalecer sobre as demais. Como por exemplo, em poços profundos ou em recuperação

horizontal, a capacidade de limpeza e a manutenção da integridade das paredes do poço se

sobressaem em relação às demais funções. Já em situações de prospecção em regiões arenosas

(sensitive sands), a resistência aos fluidos de formação passa a ser uma característica

prioritária.

Recentemente fatores ambientais passaram a receber maior destaque e alguns autores,

já os posicionam na condição de critério de seleção do fluido de perfuração. Revelando desta

forma uma nova fronteira de investigação para pesquisadores, a de conjugar parâmetros

técnico-econômicos com fatores ambientais. (AMANULLAH e YU, 2005).

2.2.4.1 Categorias de fluidos de perfuração


Existem essencialmente três principais categorias de fluidos de perfuração ou lamas de

perfuração: a base de óleo (OBF, oil based fluids), sintético (SBF, synthetic based fluid) e a

base de água (WBF, water based fluids).

Tradicionalmente os OBF têm uma restrita faixa de aplicação, situando-se entre 5 e

10 % dos casos. Estes se destacam pela temperatura de estabilidade e pela sua alta

performance na perfuração (alta lubricidade e atributos de estabilização do poço). Contudo

possuem características que limitam suas aplicações como: altos custos, necessidades

especiais de manuseio e sobretudo um fraco apelo ambiental em relação à eco-toxicidade e à

tendência residual.

Mais recentemente, o tipo SBF tem sido desenvolvido como aditivos para prover

melhores performances de perfuração, similares aos OBF no que diz respeito à estabilidade do

poço e com melhorias em parâmetros ambientais como a biodegradabilidade. Os fluidos

sintéticos incluem as parafinas e “oleofinas internas”: poli-alfas oleofinas (PAO), linear-alfa

oleofinas (LAO), acetais, fluidos a base de éteres/ésteres e detergentes aquilatos. Sua

aplicação não segue uma regra definida, a decisão do uso é específica às particularidades

encontradas em cada poço.

Os fluidos a base de água, WBF, geralmente não possuem performance de perfuração

otimizada, principalmente em condições de perfuração mais complexas, entretanto fornecem a

melhor performance ambiental em termos da sua natureza atóxica e de destacados níveis de

biodegradabilidade. Outro aspecto favorável é o baixo custo quando comparado às outras

categorias. Em sua maioria os fluidos são suspensões poliméricas solúveis em água com

elevado poder de espessamento. Nesta categoria destacam-se a goma xantana e os celulósicos:

CMC - carboximetilcelulose e HEC - hidroxietilcelulose (HUGHES et al., 1993).

Na classe dos WBF´s, a bentonita ainda tem grande aplicação, principalmente para

produzir propriedades como:

• Aumento nas propriedades para limpeza do anular;

• Redução na filtração na formação do permeado (water seepage);

• Manutenção da estabilidade da parede do poço em formações mal “cementadas”.

Conduto a bentonita em baixas concentrações é incapaz de prover propriedades

reológicas satisfatórias para a perfuração de poços de petróleo. Em muitas situações esta

precisa ser conjugada com aditivos de espessamento.

Embora tenham-se três categorias de fluidos, é imperativo estabelecer preliminarmente

as necessidades operacionais para então avaliar qual o melhor tipo de fluido que atenda às


expectativas. Pode-se destacar alguns trabalhos da literatura como HEMPHILL (1990) cujos

resultados visam determinar as propriedades de OBF´s que melhor se ajustam à operação com

poços de elevada inclinação.

Trabalhando com a categoria dos SBF´s, GROWCOCK e FREDERICK (1996)

estudaram os limites de estabilidade do comportamento reológico e do fator de perda de

fluido de perfuração em função de variações na temperatura de estabilização (30 a 150 oC).

Os testes com poli-alfas oleofinas, linear-alfa oleofinas, fluidos a base de ésteres e detergentes

aquilatos mostram melhores performance quando comparado ao OBF´s, sugerindo ganhos em

termos de custos operacionais e ressaltando a facilidade de manuseio dos fluidos sintéticos.

MORTON et al. (2004) avaliaram a performance de fluidos de perfuração sobre

critérios de operação como: distância de perfuração (372 a 4392 m), taxa de penetração (3 a

55 m/h) e temperatura de circulação (62 a 132 oC). Os autores comparam os resultados

obtidos a partir das três categorias de fluidos (OBF, SBF e WBF). Os resultados com fluidos a

base de água se destacam de maneira tão significativa que os autores propõem a criação de

um subgrupo de estudo: lamas a base de água de alta performance, do inglês HPWBM (high

performance water based muds); acreditando que normas ambientais futuras subjugarão

parâmetros técnico-operacionais, principalmente quando se tratar de operações marítimas,

pois este delicado ecossistema traz consigo um apelo ecológico ainda maior.

2.2.4.2 Aditivos de fluidos de pefuração

Para a prospecção de um novo poço não há regra geral ou um fluido de perfuração

padrão, cada poço tem suas particularidades. Desta forma, na prática, é muito comum o uso de

aditivos aos fluidos de perfuração. Esses materiais visam potencializar determinadas

propriedades, como a temperatura de estabilização, a lubricidade, o enceramento da broca (bit

balling) e a viscosidade.

Atualmente, não há lamas a base de água estáveis em temperaturas acima dos 200 oC

como as lamas a base de óleo. Há diversos trabalhos que sugerem o uso de polímeros

sintéticos como aditivos. Dentre os trabalhos destaca-se o de PLANK (1992) que descreve a

ação do dimetil-acrilamida e do hidrato-maleico-estirenosulfonato como agentes de

estabilidade para elevadas temperaturas.

Alguns óleos vegetais modificados e glicerina são usualmente empregados como

elementos para redução do fator de atrito entre o fluido de perfuração as paredes do poço e

eixo da broca. Estes aditivos são conhecidos também como agentes de lubricidade. Autores


como BLAND (1994) sugerem o uso de glicóis e poliglicóis como aditivos aos WBF´s, como

alternativa ao uso de lamas à base de óleo.

A classe dos glicóis e seus derivados são empregados também com a finalidade de

formar uma película hidrofóbica superficial sobre as partes metálicas da broca, evitando a

formação de agentes ligantes (argamassas) entre as partes móveis durante a perfuração; efeito

conhecido como enceramento da broca.

Espessantes são aditivos que visam modificar a reologia dos fluidos de perfuração,

principalmente aumentando as “viscosidades de baixa deformação”. A goma xantana,

produzida em uma rota biológica, além de fornecer alto poder de espessamento em baixas

taxas de deformação, possui também respeitável nível de biodegradabilidade. Pesquisadores

como SPARLING e WILLIAMSON (1991) sugerem o uso de hidróxidos-metálicos

misturados (mixed metal hidroxides – MMH) que são materiais cristalinos cationicamente

carregados. Estes materiais uma vez associados à bentonita formam um suspensão na

consistência de gel. Esta estrutura de gel quando bombeada desloca-se como uma massa

sólida carregando consigo todos os cascalhos no anular. Entretanto, mais resultados de

pesquisa sobre estes aditivos são necessários para comprovar esse mecanismo de transporte.

Aditivos com ação conjugada também vêm sendo estudados, como a proposta de

ZAKHAROV e KONOVALOV (1992), sobre o uso de silicatos para promover alterações na

reologia de lamas de perfuração e ao mesmo tempo atuar como agente de lubrificação.

Destacam-se também os estudos de HUGHES et al. (1993) que visam a ação simultânea de

suspensões de CMC como espessante e agente de redução de perda de fluido de perfuração.

Pode-se ressaltar também a proposta de SHARMA e MAHTO (2004) para o uso de

goma de tamarindo e celulose polianiônica como aditivos nas suspensões de bentonita em

água. Apresentando bons resultados tanto de biodegradabilidade, quanto no controle da perda

de fluido e ainda produzindo propriedades reológicas apropriadas à perfuração de poços de

petróleo. Na mesma linha, AMANULLAH e YU (2005) destacam o uso de amidos

modificados como aditivos a fluidos WBF. Os dados reportados apontam que esta nova

proposta pode atuar com agente de redução da perda de fluido tolerando temperaturas de

operação em torno de 150 oC sem gerar resíduos nocivos ao ecossistema marítimo.

2.2.4.3 Propriedades reológicas e o carreamento de sólidos

A eficiência no transporte dos cascalhos gerados está fortemente associada às

propriedades físicas dos fluidos como a densidade e principalmente a viscosidade, ou a

reologia quando se tratar de fluidos não-Newtonianos. O comportamento reológico da lama de


perfuração deve estar ajustado para manter as partículas sólidas suspensas durante o

transporte dos cascalhos de perfuração. Se a consistência for baixa pode ocorrer a

sedimentação durante o processo, gerando acúmulo de sólidos na parte inferior do espaço

anular. A presença de sólidos acumulados nessa região pode provocar desde um aumento no

torque de acionamento da broca até a critica situação de entupimento do poço. Neste sentido,

necessita-se de um fluido que possa conjugar duas situações operacionais bem distintas.

Quando sob bombeamento (altas deformações) este fluido deve apresentar uma viscosidade

reduzida que permita seu deslocamento com baixo consumo de energia. Caso venha ocorrer

escoamento a baixas vazões de circulação (baixas deformações) este possa apresentar uma

viscosidade suficiente que evite ou minimize a sedimentação dos cascalhos no anular

(FRIGAARD et al., 2001). A Figura 2.5 apresenta um exemplo de reograma para o uso de

aditivos metálicos (MMH) visando o aumento de viscosidade e de densidade do fluido de

perfuração. Ressalta-se o eixo das ordenadas nas faixas de viscosidades usualmente

encontradas em cada etapa do processo de perfuração; variando de 20 a 3000 mPa.s.

Figura 2.5: Exemplo de reograma para lamas MMH (Dow Chemical Company).

Algumas suspensões poliméricas produzem um comportamento não-Newtoniano do

tipo pseudoplásticos e viscoplásticos, similares ao descrito na Figura 2.5. A Figura 2.6

apresenta um reograma típico da viscosidade e tensão cisalhante em função da taxa de

deformação de uma suspensão de goma xantana com concentração de 0,31 %. Destacam-se as

elevadas viscosidades efetivas para baixas taxas de deformação.


Figura 2.6: Reograma de uma suspensão polimérica de goma xantana.

O fato de apresentarem altas viscosidades em taxas de deformação muito baixas faz

com que os fluidos pseudoplásticos tenham comportamento apropriado para lamas de

perfuração; mantendo praticamente em suspensão os cascalhos em eventual redução ou

mesmo interrupção do escoamento pelo anular.

Dos trabalhos reportados na literatura, encontram-se um apreciável número de

publicações sobre o assunto, fato que traduz a importância do tema para as aplicações na

indústria do petróleo.

Pode-se destacar como referência SIFFERMAN et al. (1974) pelo estudo do transporte

de sólidos na perfuração em poços verticais. Neste trabalho os autores apresentaram o

conceito da razão de transporte de sólidos, com base na velocidade terminal do sólido e na

velocidade do fluido escoando pelo espaço anular. Seus resultados são avaliados sob efeito da

vazão de fluido, das propriedades físicas dos fluidos, da distribuição de tamanhos do cascalho

de perfuração e das respectivas concentrações, da rotação do eixo interno e das dimensões do

espaço anular. Os autores destacam como fatores preponderantes na eficiência de “limpeza”

do poço a velocidade anular do fluido e suas propriedades reológicas. De forma significativa

mas com moderada importância estão a rotação do eixo interno e a excentricidade do sistema.

Ressaltando os efeitos viscoplásticos de fluidos, ESTES et al. (1996) apresentaram a

análise da capacidade de limpeza do anular empregando fluidos de Bingham para poços

horizontais, nos quais os fluidos escoam em regimes laminar e turbulento.


Para a estimativa de condições de limpeza de poços de elevada inclinação (55 a 90o)

partindo da perfuração de poços horizontais, PLLEHVART et al. (1997) apresentaram uma

abordagem alternativa com base em fatores de correção para predição de uma velocidade de

fluido crítica para transporte de sólidos. As variáveis de correção investigadas foram as

propriedades físicas do fluido, o tamanho médio das partículas e o ângulo de inclinação.

Buscando operações eficientes de perfuração, MAGLIONE (1999) ressalta a

necessidade de integração de parâmetros reológicos e hidráulicos. Os resultados apresentados

pelos autores buscam a otimização da operação de perfuração pela comparação entre estudos

de casos.

Recentemente, materiais com comportamento reológico complexo quando em

suspensão, como as espumas por exemplo, têm sido empregados para o aumento da

capacidade de remoção de cascalhos gerados durante a perfuração de poços horizontais como

no trabalho apresentado por OZBAYOGLU et al. (2005).

2.3 Escoamento em tubos e analogia para o escoamento anular

Em relação ao estudo sobre o escoamento anular é muito comum, para diversos

autores, a analogia com deslocamento de fluidos em dutos de seção circular. A quantidade de

informações sobre o fluxo de líquidos em tubos, tanto para fluidos Newtonianos quanto para

os de comportamento não-Newtonianos é significativamente superior. Uma das principais

analogias é o conceito do diâmetro hidráulico ‘DH’, segundo a Equação (2.16).

(2 )H EXT INTD R R= − (2.16)

Sendo que este substitui o valor do diâmetro interno do tubo em aplicações como o

uso do número de Reynolds, o comprimento de entrada, em critérios de transição de

escoamento e, ainda, em informações referentes ao fator de atrito.

2.3.1 As definições para o número de Reynolds

Desde o pioneiro trabalho sobre escoamento de REYNOLDS (1884) até os dias de

hoje que o conceito do adimensional, que relaciona as forças inerciais com as forças viscosas,

é empregado. Sua aplicação consiste em uma referência direta ao regime de escoamento de

um fluido. Numa única expressão considera-se a geometria do sistema ‘D’, a velocidade

média do fluido ‘v’ e suas principais propriedades físicas. A Equação (2.17) representa a

definição clássica do número de Reynolds para fluidos Newtonianos incompressíveis.


Re vDρµ

= (2.17)

Quando o fluido passa a ter um comportamento não-Newtoniano, o conceito do

número de Reynolds se mantém, sendo a viscosidade dinâmica substituída pela a viscosidade

efetiva, neste caso o número de Reynolds recebe o complemento de generalizado,

representado pela Equação (2.18).

ReGE

vDρµ

= (2.18)

A viscosidade efetiva é calculada como o auxílio de duas expressões, uma para o

modelo de viscosidade em função da taxa de deformação e outra para a determinação de como

o fluido é deformado durante o escoamento.

Pela ampla utilização do modelo reológico de power-law para fluxo em dutos

circulares, representado pelos parâmetros ‘m’ e ‘n’, é comum também o emprego do número

de Reynolds generalizado definido pela Equação (2.19), conhecido como Reynolds de

METZNER e REED (1955).

(2 )

Ren n

MRv D

mρ −

= (2.19)

2.3.2 Efeito do comprimento de entrada

À medida que um fluido entra no interior de um tubo uma camada limite se forma na

superfície interna do duto, delimitando a região na qual os efeitos das forças viscosas são mais

relevantes. Fora desta região o fluxo principal tem escoamento potencial, ou seja, os efeitos

viscosos são negligenciáveis. Em algum ponto ao longo do eixo axial a camada limite ocupa

toda a área da seção transversal. Este ponto marca o fim da região de alimentação, mas não o

fim da “região de entrada” (MONHANTY e ASTHANA, 1978). Somente a partir deste ponto,

o perfil de velocidade do fluido não apresenta mais variações significativas ao longo do seu

escoamento (formação assintótica), que passa a ser considerado completamente estabelecido.

Esta distância, contada a partir da entrada do duto, é denominada de comprimento de entrada

‘LE’. A Figura 2.7 apresenta esquematicamente o perfil de velocidade axial do fluido na

evolução da camada limite até atingir a região de escoamento plenamente estabelecido.

Um dos pioneiros trabalhos de quantificação do comprimento de entrada foi

desenvolvido por LANGHAAR (1942) para escoamento laminar de fluidos Newtonianos, o

qual resultou na Equação (2.20). Nessa equação, ‘D’ representa do diâmetro do duto e ‘Re’ o

número adimensional de Reynolds.


0,0575ReELD

= (2.20)

Na mesma linha de pesquisa, FOUMENY et al. (1993), com uma abordagem

numérica do escoamento laminar de fluidos Newtonianos em dutos, apresentaram uma

correlação, conforme a Equação (2.21), para avaliação do comprimento de entrada em função

do número de Reynolds e do diâmetro do duto. Os resultados deste estudo foram confrontados

com os dados experimentais de FRIEDMANN et al. (1968) e com a correlação proposta por

CHEN (1973), segundo a Equação (2.22).

( 0,148Re)0,379 0,0575Re 0,260EL eD

−= + + (2.21)

( )

0,6 0,056 Re1 0,035Re

ELD

= ++

(2.22)

A Equação (2.21) apresentou um desvio médio da ordem de 2,0 %, em relação aos

dados experimentais de FRIEDMANN et al. (1968), enquanto que analogamente a Equação

(2.22) apresentou um desvio médio de 4,0 %.

Figura 2.7: Evolução do perfil de velocidade axial em função do comprimento de entrada.

Pode-se destacar também o trabalho de JAYANTI et al. (2001) com o estudo do

desenvolvimento do escoamento bifásico em região anular vertical para dois fluidos

Newtonianos (ar e água). Os autores detalham experimentalmente os valores locais de

gradiente de pressão, espessura da camada limite, tensão cisalhante na parede do duto, além

do perfil de velocidade. Os resultados mostram as variações que ocorrem nos primeiros “50

diâmetros de tubo” caracterizando a região de alimentação, sendo que o comprimento de

entrada responde de forma mais lenta, apresentando valores na faixa de 100 a 300 diâmetros


para atingir a condição de plenamente estabelecido. As condições experimentais de

escoamento testadas foram de 71 a 154 kg/m2.s para o ar e 10 a 120 kg/m2.s para a água.

Mais recentemente, CHEBBI (2002) apresenta os resultados obtidos do escoamento

laminar em dutos circulares para fluidos não-Newtonianos, representados pelo modelo de

power-law. A Figura 2.8 apresenta um dos resultados obtidos, destacando a evolução do

escoamento até atingir a condição de plenamente estabelecido (linha pontilhada).

A relação ‘Uc/Uo’ representa a razão entre as velocidades central e de alimentação

enquanto que ‘x’ representa o comprimento axial, ‘R’ o raio do duto e ‘ReG’ o número de

Reynolds generalizado. O autor comenta a influência do índice comportamento de power-law

‘n’ sobre o comprimento de entrada, reportando que quanto menor for seu valor, maior será a

relação ‘x/R’. Recalculando para ‘LE/D’ como convencionalmente é encontrado na literatura,

seus resultados sugerem um valor de 0,20 vezes o número de Reynolds generalizado para a

condição de escoamento plenamente estabelecido.

Figura 2.8: Evolução do comprimento de entrada para fluidos não-Newtonianos; fonte:

CHEBBI (2002).

2.3.3 Regimes de escoamento e critérios de transição

Para todos os fluidos, a natureza do escoamento é governada pela relação entre forças

viscosas e inerciais. Para fluidos Newtonianos, o balanço entre estas forças é traduzido pelo

adimensional número de Reynolds. Com este conceito, tem-se estabelecido que valores de

‘Re’ acima de 2100 não caracteriza mais o fluxo laminar no escoamento de fluidos em tubos

(seção circular).

Como referência, pode-se citar talvez um dos primeiros trabalhos na tentativa de

elucidar o critério de transição de escoamento de fluidos não-Newtonianos. HEDSTROM


(1952) propôs a avaliação do escoamento de fluido com comportamento viscoplástico do tipo

de Bingham em tubos. O autor destaca como critério de início da turbulência a intersecção das

curvas do fator de atrito com as curvas dos adimensionais: número de Hedstrom ‘He’ e o

Índice de Plasticidade ‘PI’, respectivamente representados pelas Equações (2.23) e (2.24).

( )2

02

B

B

DHe

τ ρ

µ= (2.23)

2

0B

B

DPIU

τµ

= (2.24)

Para fluidos não-Newtonianos do tipo power-law pode-se citar a proposta de RAYAN

e JOHNSON (1959), com o cálculo do número de Reynolds de transição em função do índice

de comportamento ‘n’, traduzida na Equação (2.25).

( )( )

( )( ) ( )2 12

6464Re 23 1

n nMR C

n nn

+ += ++

(2.25)

Fornecendo valores de Reynolds críticos crescentes para a redução de ‘n’, até atingir

n=0,4 (Re=2400) onde se verifica que a partir desse valor de n, ocorre uma reversão seguindo

de um forte decréscimo até atingir o valor de 1600 (para n= 0,1). Resultados estes que não

foram confirmados por DODGE e METZNER (1959). Os autores reportaram a presença do

escoamento laminar em condições de ReMR=3100 (para fluido com n=0,38) e de ReMR =2700

(para fluido com n =0,73). Contudo, numa análise mais ampla, alguns autores sugerem que,

devido à complexa relação do ‘(ReMR)C’ com o índice de comportamento ‘n’, é aceitável

considerar o fim do regime laminar na faixa de valores de ReMR >2000 a 2500.

Outro trabalho da literatura frequentemente referenciado é o estudo matemático de

HANK (1963), no qual o cálculo de uma constante de estabilidade visando estimar a transição

entre regimes de escoamento. Esta constante é a razão de acoplamento entre a magnitude da

taxa de variação de momento angular e a magnitude da taxa de perda de momento (apud

GÜCUYNER e MEHMETOGLU, 1996).

De forma similar MISHRA e TRIPATHI (1971) propõem uma constante de

estabilidade, com base na razão entre a energia cinética média por unidade de volume de

fluido e a tensão cisalhante na parede do tubo. Esta constante (Equação 2.26) é dependente ao

número de Reynolds generalizado e, uma vez testada para fluidos Newtonianos escoando em

dutos com ReMR =2100 e α’ =1, pôde ser quantificada em x=62,5. A partir de então, assume-se

este valor como válido também para fluidos não-Newtonianos, calculando-se o valor do

número de Reynolds generalizado crítico pelas Equações (2.27) e (2.28).


Re'

MRxα

= (2.26)

( )Re 2100MR C cα= (2.27)

( )(( )

)2

4 2 5 33 3 1

c

n nn

α+ +

=+

(2.28)

Avaliando o escoamento de fluidos viscoplásticos (yield-pseudoplastic) em tubos,

DESOUKY e AWAD (1998) propõem um novo critério para transição de regime,

fundamentada no parâmetro chamado de coeficiente de interação viscosa ‘C’.

Conceitualmente, pode-se dizer que esse parâmetro é resultado do movimento caótico

característico de turbulência, sendo a tensão cisalhante viscosa ‘τv’ amplificada em valores

muito superiores em relação à tensão cisalhante laminar ‘τ’, conforme a Equação (2.29).

Sendo que para C > 1, tem-se fluxo turbulento, enquanto que para C < 1 tem-se o regime

laminar.

v

C ττ

= (2.29)

A Figura 2.9 representa a aplicação do conceito do coeficiente de interação viscosa em

função no número de Reynolds generalizado.

Figura 2.9: Coeficiente de interação viscosa em função de ReMR; fonte: DESOUKY e AWAD

(1998)

Outros trabalhos reportados na literatura estudam a evolução do escoamento em dutos,

muitos deles abordam a transição de regime com base na análise do fator de atrito em função

do número de Reynolds.


2.3.4 Fator de atrito para fluidos Newtonianos

A definição de fator de atrito baseia-se na consideração do escoamento estacionário de

um fluido com densidade constante. O fluido exerce uma força ‘F’ na superfície sólida,

convenientemente dividida em duas componentes: ‘Fs’ a força que o fluido exerce mesmo

estando parado e ‘Fk,’ uma força adicional associada ao comportamento cinético do fluido.

Neste conceito, a magnitude da força ‘Fk’ pode ser expressa arbitrariamente como o produto

de uma área característica ‘A’, por energia cinética característica por unidade de volume ‘K’ e

uma quantidade adimensional ‘f’, conhecida como fator de atrito, segundo a Equação (2.30).

(2.30) kF AKf=

Embora a equação acima não represente a lei de mecânica dos fluidos, esta introduz

uma definição para ‘f’, onde a adimensionalidade e simplicidade pode ser fornecida por

relações em funções de Reynolds e a geometria do sistema.

O exemplo clássico da correlação do fator de atrito com o regime de escoamento é o

caso de escoamento de fluido no interior de um tubo cilíndrico, sendo ‘A’ representado pela

superfície interna do tubo e ‘K’ pela quantidade ½ ρ<v>2, de acordo com a Equação (2.31).

( ) 2122kF RL vπ ρ⎛= ⎜

⎝ ⎠f⎞

⎟

R

(2.31)

O termo ‘Fk’ geralmente é obtido experimentalmente pela queda de pressão e a

diferença de elevação, representadas pelas Equações (2.32) e (2.33).

( ) ( ) 20 0k L LF p p g h hρ π= − + −⎡⎣ ⎤⎦ (2.32)

( ) 20k LF P P Rπ= − (2.33)

Igualando as Equações (2.31) e (2.33), tem-se a definição do conhecido fator de atrito

de Fanning, segundo a Equação (2.34).

021

2

14

LP PDfL vρ

⎛ ⎞−⎛ ⎞= ⎜⎜ ⎟⎜⎝ ⎠⎝ ⎠⎟⎟

(2.34)

A Figura 2.10 representa a evolução do fator de atrito de Fanning com o regime de

escoamento no interior de um tubo. Um aspecto importante a acentuar nesta figura é a

identificação de duas formas de curvas distintas separadas por uma descontinuidade entre

2100 < Re < 3500. Na primeira região, a curva é contínua para Reynolds baixos até Re =2100,

correspondendo ao regime laminar. Pelo modelo de membranas de tensão é nesta região que

os vórtices incipientes não têm energia suficiente para passar pela membrana de tensão. Na

faixa de Re > 3500 o fluido está normalmente em escoamento turbulento. Nesta região, a


atividade dos vórtices é suficientemente violenta para ultrapassar as membranas de tensão e

há transferência de momento não só pela atividade dos turbilhões, mas também pelo

transporte molecular.

No intervalo entre 2100 e 3500, ocorre o escoamento de transição, instável;

caracterizado pela possível existência combinada de escoamento laminar e de escoamento

turbulento. O comportamento do fluido nesta região de transição é uma função das suas

propriedades e da geometria do sistema.

Figura 2.10: Fator de atrito em função do número de Reynolds para escoamento em tubos.

2.3.5 Fator de atrito para fluidos não-Newtonianos

De forma análoga à categoria dos fluidos Newtonianos, o fator de atrito em tubos tem

um amplo número de publicações. A maioria destas publicações associa as perdas

hidrodinâmicas às características reológicas dos fluidos e ao regime de escoamento. Pode-se

citar, por exemplo, a proposta de PINHO e WHITELAW (1990), que além de quantificar as

quedas de pressão em função de uma ampla faixa do número de Reynolds generalizado (214 a

111000), avaliaram também a influência da turbulência sobre os perfis de velocidade axial,

tangencial e radial em suspensões de carboximetil celulose.

Na mesma linha de pesquisa, tem-se o trabalho experimental de ESCUDIER et al.

(1999), que empregando diversas suspensões poliméricas de carboximetil celulose ‘CMC’, a

goma xantana ‘XG’ e poliacrilamida ‘PAA’, quantificaram as perdas de carga em tubos

utilizando o fator de atrito em função do regime de escoamento. A Figura 2.11 apresenta a


amplitude dos resultados experimentais obtidos pelos autores; ressaltando o fim da região

laminar em torno de Reynolds generalizado a 2000, a região de transição de 2000 a 3500 e a

turbulenta para valores superiores a 3500.


ESCUDIER et al. (1999).

Com a abordagem na simulação numérica, empregando a técnica de espectros de

elementos de Fourier, RUDMAN et al. (2004) avaliaram o escoamento turbulento de fluidos

pseudoplásticos em dutos. Os resultados apontam a influência na redução de arraste (drag

reduction) do parâmetro ‘n’ (modelo de power-law), principalmente para Reynolds

generalizado maiores que 2000. A Figura 2.12 representa graficamente os resultados do fator

de atrito em função do número de Reynolds generalizado.


RUDMAN et al. (2004).


Na literatura, há um número considerável de artigos técnicos reportando o

comportamento do fator de atrito em função do regime de escoamento. Contudo também há

um número significativo de pesquisadores que investiram em contribuições sobre os

mecanismos de redução de arraste; desde abordagens teóricas como em (RENARDY, 1995),

como publicações específicas para indústria petrolífera no uso de aditivos a fluidos de

perfuração para “redução do arraste” (drag reduction), até as mais recentes pesquisas com

escoamentos bifásicos.

OUDEMAN e BACARREZA (1995) avaliaram a resposta da queda de pressão de

operação durante a perfuração de poços offshore com altas pressões (bombeamento de lama) e

temperaturas do eixo da broca. Os testes foram realizados no espaço anular de diâmetros de

95/8 de polegadas por 135/8 de polegadas. Os resultados apontaram que altas quedas de

pressão, preditas por modelos teóricos em função de elevadas temperaturas, não ocorrem nos

testes de campo. Os autores ainda sugerem novas abordagens para comprovar os resultados,

como por exemplo o teste de resposta a pulsos de pressão.

Abordando a perda de carga em sistemas bifásicos, JOSEPH et al. (2003) propõem

correlações para o fator de atrito em condições laminar e turbulenta de fluidos

não-Newtonianos escoando em tubos. Os resultados apresentam uma tendência quanto à

redução do fator de atrito similar àquelas reportados por ESCUDIER et al. (1999) e

RUDMAN et al. (2004); ressaltando-se a mudança no ponto de transição entre regimes. Os

resultados experimentais revelam valores do número de Reynolds generalisado bifásico

próximos a 1000 como sendo o ponto de término do escoamento laminar.

Com o uso de soluções de poliacrilamidas em diversas concentrações (200 a 1000

ppm), HANRATTY et al. (2004) avaliaram a redução do atrito para escoamentos turbulentos

com a degradação das massas moleculares das cadeias poliméricas. Os resultados apontam

capacidades de redução na faixa de 34 a 38 % sem que uma degradação significativa nas

massas moleculares das cadeias poliméricas.

Visando a aplicação em sistemas de separadores gás-líquido para unidades de

perfuração, FERNANDES et al. (2004) apresentam as determinações experimentais da

redução de arraste para escoamento bifásico. Os fluidos são a água e o ar, e o agente redutor

de arraste é constituido de polímeros a base de poli-alfa-oleofinas. Os resultados mostram

significativos valores de redução do atrito (40 a 50 %), sendo que estes mostram ser mais

sensíveis à variação da velocidade superficial do líquido do que à variação da velocidade

superficial do gás e ao diâmetro do tubo.


Avaliando a capacidade do ar na redução do atrito do escoamento laminar de graxas

lubrificantes, FRANCO et al. (2006) quantificaram as perdas hidrodinâmicas do escoamento

bifásico. Os resultados obtidos mostraram boa concordância com a clássica expressão do fator

de atrito de Fanning para o escoamento laminar não-Newtoniano (f=16/Re). MOWLA e NADERI (2006) reportam os resultados de agentes de redução de arraste

para escoamentos de ar e óleo bruto (crude oil). O agente testado foi a poli-alfa-olieofina em

diversas concentrações para sistemas tubulares lisos e rugosos em condições de escoamento

turbulento. A Figura 2.13 apresenta um dos resultados obtidos mostrando o efeito da

concentração no percentual de redução de arraste.

Figura 2.13: Redução do atrito em função da concentração de polímero; fonte: MOWLA e

NADERI (2006).

2.4 Escoamento anular: resenha do material consultado

Dentre os diversos trabalhos disponíveis na literatura que tratam do escoamento anular

seja concêntrico ou excêntrico, ressaltam-se alguns trabalhos nos quais especificidades como:

aparato experimental, inovação de metodologia e aplicação de técnicas numéricas, fez com

que recebessem destaque consagrando-os como referência. Os trabalhos aqui reportados são

agrupados em categorias visando estabelecer não só uma cronologia, mas também permitir

analogias.


2.4.1 Critério de transição entre regimes de escoamento

Buscado determinar os regimes de escoamento em tubos circulares e em tubos

concêntricos para fluido não-Newtonianos do tipo Herschel-Bulckey, MAGLIONE (1995)

apresenta um método, parametrizado em adimensionais, que visa predizer por correlações o

fim do regime laminar. As Equações (2.35) e (2.36) representam as propostas para tubos e

anulares respectivamente.

0

23 1 aM

vm mGm Dτ

+⎛= ⎜⎝ ⎠

⎞⎟ (2.35)

0

44 1 aM

E I

vm mGm D Dτ

⎛ += ⎜ −⎝ ⎠

⎞⎟ (2.36)

Sendo que ‘va’ representa a velocidade média do fluido e ‘D’ o diâmetro interno para

tubos circulares. Para a situação anular sem os efeitos da rotação, ‘DE’ corresponde ao

diâmetro interno do tubo externo e ‘DI’ o diâmetro externo do tubo interno. O autor sugere

para o adimensional ‘GM’ que os valores críticos de transição seriam de 2,8 para tubos e 14,7

para anulares.

Ainda sobre o critério de transição de regimes de escoamento, pode-se destacar o

estudo de GUCUYENER e MEHMETOGLU (1996) para fluidos psedoplásticos e

viscoplásticos em anulares concêntricos, mas sem os efeitos da rotação do eixo interno. Além

de uma revisão sobre trabalhos publicados na literatura abordando este tema, os autores

apresentam resultados da influência dos parâmetros reológicos no critério de transição. As

Figuras 2.14 e 2.15 reproduzem dois de seus resultados.

Figura 2.14: Influência do parâmetro ‘n’ de power law no Reynolds crítico em função da

razão entre diâmetro de tubos; fonte: GUCUYENER e MEHMETOGLU (1996).


Mostrando que para fluidos pseudoplásticos, do tipo por power-law, pode ocorrer uma

redução no valor de Reynolds, que determina o término da condição de escoamento laminar

em função do comportamento reológico do fluido (parâmetro ‘n’) e da razão de diâmetros

entre os tubos ‘k’.

Figura 2.15: Influência dos parâmetros ‘n’ e ‘To’ no Reynolds crítico para k=0,6; fonte:

GUCUYENER e MEHMETOGLU (1996).

Considerando fixa a razão entre diâmetros ‘k’ igual a 0,6; verifica-se para fluidos

viscoplásticos representados por Hershel-Bulckley, mesmo operando com baixos valores de

tensões residuais adimensionalizadas (To), que as condições de transição do regime laminar

podem atingir valores de Reynolds inferiores a 1000.

2.4.2 Arranjos verticais

NOURI et al. (1993) avaliaram experimentalmente o fluxo anular de fluidos

Newtonianos e não-Newtonianos em situações bem acima do escoamento a laminar (1150 <

Re < 26600), empregando a técnica de anemometria a laser para obter os perfis de velocidade

axial, radial e tangencial. Como fluido de comportamento não-Newtoniano, foram

empregadas soluções de CMC a 0,2 % (representadas pelo modelo de power-law). Os autores

ainda obtiveram expressões de coeficiente de atrito superficial (skin-friction) tanto para

fluidos Newtonianos quanto para os não-Newtonianos em arranjos concêntricos e excêntricos,

como a Equação (2.37). As determinações experimentais, contudo, não quantificaram o efeito

da rotação do eixo interno. Uma observação destacada pelos autores foi a redução da queda de

pressão da ordem de 7 % em função do aumento da excentricidade. Também como resultado,


os autores analisaram os perfis de velocidade para as configurações concêntricas e

excêntricas.

(2.37) 0,390,36ReGf −=

Continuando a linha de pesquisa, NOURI e WHITELAW (1997) apresentam uma

breve revisão sobre as técnicas experimentais reportadas na literatura, envolvendo escoamento

em anulares. Como objeto de estudo, os autores investigaram o efeito da rotação do cilindro

interno sobre o escoamento de fluidos Newtonianos e não-Newtonianos. Neste trabalho foram

empregados arranjos excêntricos. Os perfis de escoamento foram apresentados nas três

componentes, destacando o efeito da rotação sobre o coeficiente de fricção superficial. A

Figura 2.16 apresenta um dos resultados obtidos, mostrando que a influência da rotação do

cilindro interno é mais significativa na faixa ReG < 3000, sendo que para o escoamento

turbulento a influência da rotação é menos expressiva.

Figura 2.16: Fator de atrito em função de ReG em arranjo excêntrico; fonte: NOURI e

WHITELAW (1997).

Com uma unidade experimental SIGINER e BAKHTIYAROV (1998) avaliaram os

perfis de velocidade do fluido empregando a técnica estroboscópica de visualização do

escoamento. Os autores observaram que os campos de escoamento são influenciados pela

excentricidade e parâmetros reológicos de fluidos Newtonianos e não-Newtonianos. Os

resultados experimentais foram reportados sobre os perfis de velocidade azimutal e

confrontados com aqueles obtidos de predições analíticas.

Excluído os efeitos da rotação do eixo interno, MÜLLER et al. (2004) avaliaram o

escoamento vertical anular concêntrico de areia em suspensões não-Newtonianas. O objeto

deste estudo foi como a velocidade anular média e a concentração de polímero afetavam a

distribuição axial de sólidos. Seus resultados mostraram que a capacidade de suspensão de


sólidos era potencializada pela presença do polímero. A adição deste reduzia a velocidade

anular mínima para atingir a condição de distribuição homogênea de sólidos no espaço anular.

Contudo nem sempre a capacidade de carreamento de sólidos era elevada pela adição de

polímero.

2.4.3 Arranjos horizontais

FARIA (1995) abordou experimentalmente a variação do gradiente de pressão em

tubulações anulares concêntricas e excêntricas com e sem rotação. Em seu trabalho,

avaliou-se o efeito de luvas de conexão do eixo de acionamento na queda de pressão e no

escoamento de fluidos Newtonianos. Um aspecto interessante é o estudo de proporção de

escala (scale-down) que o autor apresenta, utilizando uma comparação adimensionalisada, as

situações encontradas usualmente em aplicações de escala industrial.

De forma similar ESCUDIER e GOULDSON (1995) também estudaram

experimentalmente o escoamento de fluidos Newtonianos e pseudoplásticos sob a influência

da rotação do corpo central. Como técnica de medida os autores usaram o LDA (laser doppler

anenometer) e apresentaram os perfis de velocidade para diversas situações de escoamento

(vazão de fluido e rotação do cilindro interno), além de ressaltar o comportamento do fator de

atrito sob influência do escoamento. Para fluidos de característica Newtoniana foram

empregadas soluções de xarope de glicose, enquanto que a carboximetilcelulose foi a base

para as soluções de comportamento não-Newtoniano. A Figura 2.17 apresenta um dos

resultados obtidos nos testes com CMC, destaca-se o efeito da rotação (30 a 126 rpm) que

influencia o escoamento a partir de valores de ReG próximos a 500-700.

Figura 2.17: Fator de atrito vs ReG para fluxo anular concêntrico de fluido não-Newtoniano;

fonte: ESCUDIER e GOULDSON (1995).


ESCUDIER et al. (2000) avaliaram o efeito da rotação do cilindro interno no

escoamento laminar de fluidos Newtonianos em região anular excêntrica. Os autores

verificaram simulações numéricas de escoamento bi-dimensional a partir de dados obtidos

experimentalmente por LDA. Os perfis de velocidades numéricos e simulados foram

confrontados mostrando boa concordância entre os resultados obtidos pelas duas técnicas.

Também como resultado os autores apresentam o efeito do fator de atrito sob influência da

condição de escoamento e da excentricidade do arranjo.

ESCUDIER et al. (2002) estendem o estudo para fluidos de características

não-Newtonianas comparando os resultados experimentais com aqueles oriundos da

simulação numérica. Destacando os perfis de velocidade e confrontando também com aqueles

obtidos em outros trabalhos publicados na literatura, como NOURI e WITHELAW (1997) e

NOUAR et al. (1987). A Figura 2.18 mostra alguns dos resultados obtidos referentes ao

gradiente de pressão em função da rotação do eixo interno.

Figura 2.18: Efeito da velocidade angular do eixo interno sobre o gradiente de pressão; fonte



Analisando a Figura 2.18, observa-se a presença de diversas tendências para o

comportamento do gradiente de pressão em função da rotação do eixo interno para o

escoamento laminar de fluidos não-Newtonianos, podendo ressaltar: a queda contínua deste

gradiente com aumento da rotação, o aumento progressivo e ainda um aumento seguido de

uma região de estabilidade. Os autores justificam estes comportamentos pela influência das

características não-Newtonianas e da predominância do escoamento helicoidal,

fundamentando a discussão na relação entre as velocidades tangencial e axial.

2.4.4 Influência da vazão do fluido e rotação do cilindro interno

McCANN et al. (1995), com os resultados de uma unidade experimental da Mobil

E&P, determinaram a influência da vazão do fluido sobre a queda de pressão ao longo de um

anular com rotação do cilindro interno. Os autores constataram a queda de pressão

comporta-se de maneira distinta em relação aos regimes de escoamento. Para o regime

turbulento excêntrico, a queda de pressão na região anular aumenta com a elevação da rotação

do cilindro interno, enquanto que para o escoamento laminar a queda de pressão diminui com

o incremento da rotação. Os autores obtiveram resultados similares para o arranjo

concêntrico. A Figura 2.19 apresenta o comportamento da queda de pressão em função da

rotação do eixo interno e da vazão de fluido em arranjo concêntrico.

Figura 2.19: Queda de pressão vs rotação do eixo fluxo laminar concêntrico; fonte:

McCANN et al. (1995).


Para o escoamento de fluidos viscoplásticos (modelo de Herschel-Bulckley),

HEMPHILL e RAVI (2005) estudaram o escoamento laminar concêntrico sobre a influência

da rotação do eixo interno. Os autores destacaram a ausência de concordância entre os

resultados encontrados na literatura e apresentaram um estudo experimental em escala real

juntamente com técnicas numéricas para predição dos perfis de velocidade no espaço anular.

Os resultados indicaram um aumento da perda de carga sob ação do movimento do eixo

interno em rotações acima de 100 RPM, embora as simulações numéricas realizadas

apontassem, em alguns casos, para a redução do gradiente de pressão. Ainda como resultado,

apresentaram os perfis de velocidade axial, mostrando boa concordância com aqueles

reportados na literatura.

2.4.5 Influência da excentricidade e viscosidade do fluido

Avaliando os efeitos da reologia do fluido (modelo de power-law) e da geometria do

anular (dimensões e excentricidade) MARTINS (1990) propõe, numa abordagem numérica, a

quantificação destas variáveis na eficiência de limpeza de poços horizontais e de altas

inclinações. Os resultados foram ainda confrontados com correlações empíricas como a

IYOHO (1989) apud MARTINS (1990), mostrando que em muitas situações a vazão crítica

predita, via correlações empíricas, fornecem valores subestimados.

Na sequência, MARTINS et al. (1999) avaliaram o comportamento de três soluções

poliméricas (goma xantana, carboximetil celulose e poliacrilamida parcialmente hidrolisada)

sobre o escoamento de um leito de partículas (cuttings) na perfuração de poços de petróleo

horizontais. Os três fluidos ainda foram testados em diversas concentrações, obtendo

comportamentos reológicos em uma ampla faixa de viscosidade. Os autores destacaram o

papel da excentricidade para a redução das perdas hidrodinâmicas e propõem ressaltar as

características elásticas e viscoplásticas (tensão residual) em futuras investigações.

2.4.6 Trabalhos empregando simulação numérica

Embora muitos dos trabalhos consultados associam a parte experimental com a parte

numérica, algumas das referências citadas a seguir apresentam as contribuições mais

significativas às técnicas de simulação numérica.

Utilizando da técnica de modelagem por elementos finitos, HASSAGER e SZABO

(1992) simularam o escoamento de fluidos viscoplásticos em geometria anular excêntrica,

empregando uma modificação no modelo reológico de Bingham. Os resultados obtidos foram

confrontados com os dados do trabalho de WALTON e BITTLESTON (1991), mostrando boa


concordância. Estes autores destacaram as etapas que contribuíram para a otimização da

convergência das simulações implementadas.

O trabalho de CHUKWU e YANG (1995) ressalta a comparação de resultados obtidos

na simulação numérica com aqueles oriundos da solução analítica. Com um enfoque nos

perfis de queda de pressão em função da excentricidade da região anular e das propriedades

reológicas dos fluidos, os resultados mostraram concordância apenas para valores de

excentricidades abaixo de 0,7.

Investigando o escoamento de fluidos viscopláticos em anulares, MEURIC et al.

(1998) propuseram a resolução numérica das equações de conservação (continuidade e

momento) adimensionalisadas. Os perfis de velocidade axial foram determinados sob a

influência do comportamento reológico dos fluidos e da rotação do cilindro interno. A partir

dos resultados obtidos, os autores constataram que para um gradiente de pressão constante, há

um aumento na vazão de escoamento causado pelo incremento na rotação do eixo interno em

geometria concêntrica. Na situação de geometria excêntrica, observou-se o inverso, ou seja,

uma redução na vazão em função da elevação do nível de rotação do eixo interno.

Trabalhando a modelagem do escoamento com as equações governantes na forma

adimencionalisada, MANGLIK et al. (1999) propuseram simulações numéricas usando a

técnica das diferenças finitas para o escoamento de fluidos pseudoplásticos em anulares

excêntricos. Neste estudo foi abordado o efeito da excentricidade e da viscosidade sobre o

fator de atrito associado ao escoamento. Os autores confrontaram seus resultados com aqueles

reportados em outros trabalhos, como por exemplo: NOURI e WHITELAW (1997) e

ESCUDIER e GOULDSON (1997). A Figura 2.20 apresenta um dos resultados obtidos da

simulação, destacando o efeito da redução do gradiente de pressão (embutido no adimensional

fReG) em função da excentricidade e do índice de comportamento de fluido do modelo power-

law. Apresenta-se ainda nesta figura três geometrias anulares, definidas pelo parâmetro ‘k’,

que traduz a razão entre os diâmetros dos tubos externo e interno.

Similarmente, contudo empregando o algoritmo de volumes finitos, SHARIFF e

HUSSAIN (2000) simularam o escoamento helicoidal de fluidos pseudoplásticos em anulares

excêntricos. Neste trabalho os autores reportam parâmetros inerentes à técnica da simulação,

como a independência da malha (grid), balizando a evolução dos resultados com aqueles

obtidos de forma analítica. Os resultados do perfil de velocidade axial apresentado sob a

forma de curvas de nível revelaram a influência da excentricidade sobre o escoamento;

conforme a Figura 2.21, ressaltando o perfil de velocidade axial obtido para valores

constantes tanto de rotação do eixo (16,67 rad/s) quanto de gradiente de pressão (25 Pa/m).


Figura 2.20: Efeito da excentricidade na fluidodinâmica do escoamento anular; fonte:

MANGLIK et al. (1999).

Na sequência dos estudos desenvolvidos, MEURIC et al. (2000) incorporam o efeito

de porosidade na fronteira do sistema às simulações. O objetivo visa levantar a

fluidodinâmica do escoamento para predição do comportamento de perda de fluido de

perfuração e de formação de uma espessura de torta junto à parede do poço. Os resultados

consideram as influências da excentricidade e da rotação do eixo interno. Os autores reportam

a boa concordância com outras informações disponíveis na literatura sem, entretanto,

confrontar o resultados numéricos com dados experimentais.

Avaliando o escoamento bifásico de água e óleo, BANNWART (2001) apresenta a

modelagem do escoamento nucleado (core flow) desenvolvendo as equações de conservação

de massa e momento para a fração volumétrica das fases e a perda de carga. Os resultados de

gradiente de pressão foram comparados às determinações experimentais para arranjos

horizontais e verticais, mostrando bom ajuste entre as bandas de +/- 20 % de desvio.

Empregando códigos comerciais de fluidodinâmica computacional, ALI (2002) avalia

escoamento anular concêntrico de fluidos Newtonianos para arranjos verticais e horizontais.

Os efeitos da rotação do eixo interno não foram quantificados. O foco do estudo foi a

determinação, via modelagem de fase discreta, da fração de transporte de sólidos em função

da vazão de escoamento e das propriedades físicas do fluido (densidade e viscosidade).


Figura 2.21: Perfil de velocidade axial em função da excentricidade; fonte: SHARIFF e

HUSSAIN (2000).

Incorporando os efeitos de turbulência ao escoamento nucleado (core-flow), JOSEPH

et al. (2002) incorporaram o modelo de k-ω à estratégia de elementos finitos empregando o


modelo de transporte de tensões de cisalhamento. Como resultados os autores obtiveram a

quantificação dos gradientes de pressão em função do número de Reynolds, além de

confrontar os resultados com a clássica fórmula de Blasius para turbulência; obtendo bons

ajustes quando correlacionado com expressões de potência, pela razão entre velocidade média

e o diâmetro interno do tubo.

Para a determinação da distribuição do tempo de residência em células anulares,

LEGRAND et al. (2002) empregaram a abordagem Lagrangeana para modelo de trajetória em

escoamento turbulento. Os resultados de simulação foram confrontados com dados

experimentais obtidos pela técnica de velocimetria de imagem de partícula (PIV). Pela

concordância dos resultados, pôde-se avaliar os perfis de flutuação de velocidade do fluido e a

partir destes, quantificar a distribuição do tempo de residência.

Avaliando o efeito da turbulência em anulares concêntricos, LU e LIU (2005)

aplicaram o modelo de largas escalas (large eddy simulation) visando investigar o escoamento

turbulento próximo às paredes interna e externa do canal anular. Os resultados obtidos

apresentaram boa concordância com os dados experimentais de NOURI et al. (1993) e com

aqueles oriundos da simulação numérica direta (DNS, direct numeric simulation). Com base

nestes resultados, pôde-se não só constatar a presença, mas também quantificar a escala dos

vórtices durante o escoamento; além de predizer os perfis de velocidade axial.

2.5 Equacionamento do escoamento

O escoamento axial em um espaço anular entre cilindros, com rotação do cilindro

interno ou externo, é conhecido como fluxo helicoidal, uma vez que as “partículas de fluido”

se deslocam em trajetórias helicoidais (HUSSAIN e SHARIF, 2000). A representação do

fenômeno físico do escoamento anular pode ser abordada de duas maneiras: uma empregando

expressões adimensionalizadas visando uma análise macro e a outra com base na modelagem

das equações conservação objetivando a simulação numérica.

2.5.1 Abordagem “macro” com uso de adimensionais

ESCUDIER et al. (2002) reportam a análise do escoamento anular com auxílio de

adimensionais como o número de Reynolds generalizado (ver Equação 2.18) e o número de

Taylor (Equação 2.38), que traduz a contribuição do efeito do movimento rotacional do eixo

interno ‘w’.


(2

3I E I

E

wTa R R Rρµ

⎛ ⎞= ⎜ ⎟

⎝ ⎠)− (2.38)

Os cálculos dos adimensionais ‘ReG’ e ‘Ta’ dependem da determinação da viscosidade

efetiva ‘µE’ ou da taxa de deformação característica. Uma das expressões mais citadas na

literatura para determinar a taxa de deformação característica é a proposta de LOCKETT

(1992) apud ESCUDIER et al. (2002), definida pela Equação (2.39).

( )2

21H

U ED

γ⎛ ⎞

= +⎜ ⎟⎝ ⎠

(2.39)

Sendo que ‘E’ representa a razão entre as componentes de velocidade tangencial e

axial, segundo a Equação (2.40).

IwREU

= (2.40)

Uma vez calculado o valor da taxa de deformação característica, pode-se determinar a

viscosidade efetiva empregando uma expressão que represente a reologia do fluido

não-Newtoniano, podendo ser por exemplo a de power-law (Equação 2.5), a de Cross

(Equação 2.7), ou a de Herschel-Bulckley (Equação 2.14) entre outras.

A Figura 2.22 reproduz um dos resultados obtido por ESCUDIER et al. (2002). Os

resultados são agrupados em adimensionais visando a interpretação do efeito da rotação do

eixo interno e da excentricidade do anular.

Figura 2.22: Influência da excentricidade e da velocidade de rotação do eixo interno na queda

de pressão; fonte ESCUDIER et al. (2002).


Sendo os efeitos da rotação do eixo interno representados pelo número adimensional

de Taylor ‘Ta’ nos símbolos: (○) Ta=0, () Ta=10, (∆) Ta=100, (◊) Ta=1000, (●) Ta=5000,

(▄ ) Ta=10000, (▲) Ta=50000. E todos os casos na condição de fluxo laminar (ReG=1000)

para um fluido do tipo power-law, com parâmetro reológicos de m=0,5 e n=0,5.

Pode-se ressaltar que, na maioria dos casos, o efeito da excentricidade reduz a queda

de pressão no anular e que a rotação do eixo interno (no adimensional Ta) promove um

aumento do qradiente de pressão (no adimensional f).

2.5.2 Modelagem das Equações de Conservação

Equação da Continuidade

A equação da continuidade é escrita a partir de um balanço de massa em um volume

de controle estacionário através do qual o fluido escoa. Esta equação descreve a taxa de

variação de massa resultante das variações dos vetores ‘velocidade de massa’ (ρv). A Equação

(2.41) representa este balanço em coordenadas cilíndricas (BIRD et al.; 1961).

( ) ( ) ( )1 1 0rrv v vt r r r zφ zρ ρ ρ ρ

φ∂ ∂ ∂ ∂

+ + +∂ ∂ ∂ ∂

= (2.41)

Equação do movimento

De forma análoga a equação do movimento é obtida a partir de um balanço de

quantidade de movimento, assumindo dois mecanismos de transporte: o convectivo e o

transporte molecular. Considerando o sistema de coordenadas cilíndricas em termos dos

gradientes de velocidade expressos para um fluido Newtoniano incompressível, têm-se as

Equações (2.42) a (2.44).

Para a componente radial:

( )

2

2 2

2 2 2 2

1 1 2

r r rr z

r rr r

v v vv v vv vt r r r z

vP vrv gr r r r r r z

φ φ φ

φ

ρφ

vµ ρφ φ

⎛ ⎞∂∂ ∂ ∂+ + − + =⎜ ⎟⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠

∂⎡ ⎤∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎛ ⎞− + + − + +⎜ ⎟⎢ ⎥∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠⎣ ⎦

(2.42)

Para a componente tangencial:

( )2 2

2 2 2 21 1 1 2

rr z

r

v v v v v v vv v

t r r r z

v vP vrv gr r r r r r z

φ φ φ φ φ φ

φ φφ φ

ρφ

µ ρφ φφ

∂ ∂ ∂ ∂⎛ ⎞+ + + + =⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠

⎡ ⎤∂ ∂∂ ∂ ∂ ∂⎛ ⎞+ + + +⎢ ⎥⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂∂ ∂⎝ ⎠⎢ ⎥⎣ ⎦+

(2.43)


Para a componente axial:

( )2 2

2 2 2

1 1

z z z zr z

z zz z

vv v v vv vt r r z

P vrv gz r r r r z

φρφ

vµ ρφ

⎛ ⎞∂ ∂ ∂ ∂+ + + =⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠

⎡ ⎤∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎛ ⎞− + + + +⎜ ⎟⎢ ⎥∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠⎣ ⎦

(2.44)

Para os casos de fluidos não-Newtonianos, a viscosidade dinâmica é substituída pela

viscosidade efetiva, determinada por de um modelo de representação reológica associado a

uma expressão para a taxa de deformação característica. Em geral, a viscosidade efetiva é

função das três invariantes do tensor taxa de deformação. Para as simulações efetuadas neste

estudo emprega-se a clássica aproximação de considerar apenas o efeito da segunda invariante

do tensor taxa de deformação, definida pelas Equações (2.45) e (2.46).

:γ γ γ= (2.45)

22 22

2 2 2

12

1 1

r r z

r z r

vv v vr r r z

v vv v vrr r r r z z r

φ

φ φ

γφ

φ φ

⎡ ⎤∂⎛ ⎞∂ ∂⎛ ⎞ ⎛ ⎞= + + + +⎢ ⎥⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟∂ ∂ ∂⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦

⎡ ⎤ ∂⎛ ⎞ ⎡ ⎤∂ ∂ ∂ ∂ ∂ zv⎡ ⎤+ + + + +⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎣ ⎦⎝ ⎠ ⎣ ⎦⎣ ⎦

(2.46)

2.6 Revisão sobre a fluidodinâmica computacional

O trabalho de RICHARDSON (1910) é considerado por muitos autores como sendo

pioneiro no desenvolvimento de métodos numéricos aplicados ao estudo da fluidodinâmica de

escoamento. Neste trabalho, o autor introduziu os esquemas iterativos e desenvolveu uma

técnica de relaxação para a solução numérica das equações de Laplace.

Naquela época, poucas foram as contribuições na análise numérica. Anos depois,

SOUTHWELL e ALLEN (1950) desenvolveram e aplicaram um esquema de relaxação para

efetuar um dos primeiros cálculos de escoamento viscoso incompressível sobre um cilindro. A

solução foi obtida com cálculos manuais e representou um excessivo trabalho braçal. Outra

importante contribuição foi o trabalho de O’BRIEN et al. (1950) que apresentou a descrição

do cálculo de estabilidade de Von Newman, para esquemas numéricos. DOUGLAS e

RACHFORD (1956) desenvolveram uma nova família de métodos implícitos aplicado para a

solução de equações elípticas e parabólicas. Livros tratando de vários aspectos da análise

numérica aplicada à dinâmica dos fluidos começaram a surgir no início dos anos 60, como o

livro de FORSYTHE e WASOW (1960), que enfatizava métodos para a solução de problemas


envolvendo o equacionamento elíptico; e o livro de RICHTMYER e MORTON (1967) que

representou uma importante fonte de informação para solução de problemas com marcha no

tempo (transientes).

Apesar dos enormes esforços no desenvolvimento de métodos numéricos aplicados à

dinâmica dos fluidos, até 1965, métodos computacionais foram utilizados na indústria

aerodinâmica somente para análise estrutural. Ressalta-se que a indústria aerodinâmica foi a

principal impulsionadora dos estudos e do avanço da fluidodinâmica computacional.

Atualmente, existe uma grande quantidade de métodos numéricos eficientes que são

empregados, dependendo da necessidade e viabilidade, para a solução dos mais diversos

problemas em dinâmica dos fluidos. A contribuição dos pesquisadores nesta área tem sido

ampla e diversa permitindo o estudo de problemas envolvendo escoamentos viscosos

compressíveis instáveis e o uso de malhas não-estruturadas nos cálculos de escoamentos

complexos.

O computador abriu novas possibilidades para a abordagem deste problema, com a

utilização de cálculos de soluções para os mais completos modelos matemáticos. Atualmente

os PC’s já apresentam velocidade e memória suficientes para o estudo de sistemas complexos.

Visto o avanço na capacidade de processamento e no armazenamento de dados em

computadores, um grande avanço tem sido obtido na geração de softwares de CFD

comerciais. Os códigos CFD comerciais são mais do que simples resolvedores de sistemas de

equações, estes códigos permitem a geração de malhas, o controle e acompanhamento da

solução ao longo das iterações e disponibilizam recursos com alta capacidade gráfica na

geração dos resultados. Uma das principais vantagens destes códigos refere-se à rápida

geração de resultados para sistemas simples (geometria simples, uma única fase e duas

dimensões).

Uma das mais importantes e significantes áreas de avanço em CFD nas últimas

décadas tem sido a flexibilidade das malhas. Atualmente os softwares permitem refinamentos

detalhados em regiões específicas do domínio de um campo de escoamento. Em casos mais

sofisticados a malha pode acompanhar possíveis deformações do volume de controle durante

a simulação.

A maior parte dos códigos CFD comerciais usa a metodologia de volumes finitos, na

qual equações governantes são discretizadas na forma de um volume integral. Estes códigos

possuem diferentes esquemas de interpolação e métodos de discretização que podem ser

adotados conforme exigência de estabilidade ou outros critérios que o usuário julgue

apropriados.


2.6.1 Geração de malhas computacionais

A geração de malha é citada frequentemente como a parte mais importante e que

consome um maior tempo na análise de CFD. A qualidade da malha possui um papel direto na

qualidade da análise, independente do tipo de resolvedor de fluxo utilizado. Adicionalmente,

os códigos CFD são mais robustos e eficientes ao usar uma malha bem construída. Pensando

nisto, é importante entender as características dos métodos de geração de malha ou grade

(grid).

2.6.1.1 Métodos de malha estruturada

Métodos de malha estruturada possuem este nome devido ao fato da malha ser

disposta em um padrão regular repetido e chamado de bloco. Estes tipos de grades utilizam

elementos quadriláteros em duas dimensões (2D) e elementos hexahédricos em três

dimensões (3D) para uma malha regular computacional. Malhas estruturadas apresentam uma

considerável vantagem sobre outros métodos que permitem ao usuário um alto grau de

controle. Além disso, elementos quadriláteros e hexahédricos são muito eficientes e permitem

ao usuário condensar pontos nas regiões de altos gradientes de fluxo da grandeza de interesse

e também gerar regiões menos densas quando de interesse.

Embora a topologia de elemento seja fixa, a grade pode ser moldada para sofrer

alterações como torcer ou esticar. Geradores de malhas bem estruturadas utilizam equações

elípticas sofisticadas para aperfeiçoar a forma da malha automaticamente, buscando a

uniformidade e ortogonalidade.

Costumeiramente malhas estruturadas poderiam consistir somente de um bloco. O

usuário desta forma seria forçado a gerar vários blocos que se interconectavam para garantir

malhas estruturadas ou quase estruturadas para todo o domínio. Com o desenvolvimento das

técnicas de geração de malhas surgiu o sistema multiblocos estruturados, ou seja, esquemas de

geração de grade que permitem conectar vários blocos juntos e construir o domínio inteiro.

Nos últimos anos, vários métodos de conexão bloco-bloco têm sido desenvolvidos.

Os métodos multibloco geralmente incluem conexão ponto a ponto, no qual os blocos

têm que emparelhar topologicamente e fisicamente aos contornos. Enquanto grades de

multibloco fornecem ao usuário mais liberdade para construir a malha, as exigências de

conexão podem restringir e dificultar a construção da malha. Adicionalmente, os vários graus

de liberdade de conectividade de blocos podem gerar maior precisão da solução ou robustez

do resolvedor.


Existe um outro método de malha estruturada, que busca evitar os problemas

associados à conexão de blocos. O método de malha Chimer ou overse permite aos blocos

individuais adaptarem aos contornos físicos, mas isto pode gerar sobreposições de blocos

conectados. Programas sofisticados podem identificar e localizar hole cutting em torno do

contorno de um bloco. O que estes métodos ganham em conveniência para o usuário

geralmente, perdem em precisão na solução. Porém, estes métodos podem gerar malhas para

geometrias que seriam uma tarefa dificil com métodos convencionais (exemplo: modelagem

de um helicóptero com lâminas de um rotor).

Quando uma malha está alinhada ao fluxo, esta gera maior precisão dentro do

resolvedor. Blocos estruturados requerem dos resolvedores uma menor quantidade de

memória para um determinado tamanho de malha e executam mais rapidamente os cálculos.

A desvantagem principal de malhas de blocos estruturados é o tempo e perícia

exigidas para se obter uma ótima estrutura de bloco. Algumas geometrias, como cones rasos e

cunhas, não comportam formatos de blocos estruturados. Nestas situações, o usuário é forçado

a torcer ou deformar enormemente os elementos da malha o que afeta a precisão e

desempenho do resolvedor. Tempos de geração de malhas para casos mais extremos são

normalmente medidos em dias ou até semanas.

2.6.1.2 Métodos de malha não-estruturada

Métodos de malhas não-estruturadas utilizam uma coleção arbitrária de elementos para

preencher o domínio. Como o arranjo de elementos não tem nenhum padrão discernível, a

malha é chamada não-estruturada. Estes tipos de grades geralmente utilizam triângulos em 2D

e tetraedros em 3D. Existem alguns códigos que podem gerar elementos quadriláteros não

estruturados em 2D, porém atualmente não existem códigos capazes de gerar elementos

hexaédricos não estruturados em 3D. Como ocorrem com as malhas estruturadas, os

elementos podem sofrer deformações para se ajustar ao domínio.

Uma vez definido o domínio no qual se deve gerar a malha, pode-se adicionar

triângulos automaticamente na superfície e tetraedros no volume com pouca contribuição do

usuário. Isto é obtido mais facilmente devido à maior flexibilidade na conexão dos elementos

das malhas para o caso de uma malha não-estruturada.

A vantagem de métodos de malha não estruturada é que eles são muito automatizados

e, então, requerem pequenos tempos ou esforço do usuário. O usuário não precisa se

preocupar com a disposição dos blocos, estrutura ou conexões. Métodos de malhas não

estruturadas também habilitam a solução de problemas muito complexos e detalhados em um


período relativamente curto de tempo. No caso de malhas não-estruturadas, os tempos de

geração de grade são normalmente medidos em minutos ou horas.

A principal desvantagem de malhas não estruturadas é a falta de controle do usuário

sobre a disposição da malha. Notadamente, o usuário nestes casos se restringe a definir os

limites e tamanho das células da malha. Os elementos triangulares e tetraédricos apresentam o

problema de não se acomodarem bem às deformações do corpo. Esta malha é geralmente

limitada, sendo largamente isotrópica com elementos com mesmo tamanho e formato.

Este é o principal problema ao tentar refinar a malha em uma área local,

frequentemente uma malha deve ser feita apresentando densidades de ponto requeridas

localmente. Códigos que resolvem problemas de malha não estruturada requerem mais

memória e têm execução mais longa que códigos que resolvem malhas estruturadas.

2.6.1.3 Métodos de malhas híbridas

O método de malhas híbridas apresenta os aspectos positivos do método de malha

estruturada e não estruturada. Malhas híbridas utilizam forma de grade estruturada em regiões

locais, enquanto usam grades não-estruturada no domínio. Malhas híbridas podem conter

elementos hexahédricos, tetrahédricos, dentre outros em 3D e triângulos e quadriláteros em

2D. Os vários elementos são usados de acordo com as particularidades e necessidade.

A vantagem de métodos de malha híbrida é a utilização das propriedades positivas de

elementos de grade estruturadas nas regiões de mais detalhamento e o uso de malha

não-estruturada onde o perfil a ser analisado for de menor interesse. A habilidade para

controlar a forma e distribuição da malha localmente é uma ferramenta poderosa que pode

render malhas excelentes e garantir resultados satisfatórios.

As desvantagens dos métodos híbridos é que eles exigem muita prática e experiência

na geração de malhas em corpos com geometrias complexas. Métodos híbridos são

tipicamente menos robustos que métodos de malhas não-estruturadas. A geração das porções

estruturadas da malha frequentemente apresenta problemas de conexão devido à

complexidade da geometria.

Com o avanço dos códigos computacionais de fluidodinâmica, o estudo de

escoamentos em três dimensões com malhas altamente refinadas tem se tornado mais comum.

Porém, o estudo de sistemas multifásicos envolvendo interações partículas-partículas e

partículas-fluido ainda é pouco explorado devido à sua maior complexidade.


2.6.2 Técnica dos Volumes Finitos

A maioria dos métodos numéricos pode ser derivada do método de resíduos

ponderados, como é o caso de diferenças finitas, elementos finitos, volumes finitos entre

outros. A minimização dos resíduos, no método de volume finitos, é equivalente aos

princípios de conservação sobre cada volume de controle. Quando não ocorrer sobreposição

do volume de controle com seus vizinhos, é fácil criar um conjunto de equações discretas que

satisfaçam o balanço global de conservação. A garantia de que os princípios de conservação

são satisfeitos, em nível elementar e global, é o que torna o método de volumes finitos

atrativo e fisicamente consistente.

No âmbito do método dos volumes finitos, o tipo de função de interpolação que se

adota pode ser considerado como uma das principais características de um modelo numérico,

senão a principal, responsável pela qualidade da solução obtida. Entende-se por função de

interpolação, ou esquema numérico, o meio utilizado para se expressar o valor da incógnita do

problema e de suas derivadas normais, nas faces dos volumes de controle que são usados para

discretizar o domínio de cálculo.

Neste sentido, muitos métodos de interpolação são utilizados para a solução das

equações de transporte, muitos deles visando a diminuição da dispersão numérica. As

difusões numéricas geralmente são menores quando a função interpolação é de alta ordem,

mas em contrapartida, geralmente apresenta oscilações que podem comprometer totalmente o

significado físico da solução obtida.

Os principais passos que devem ser seguidos para o desenvolvimento e implementação

de esquemas numéricos são:

• A escolha adequada da localização das variáveis dependentes na malha;

• O tratamento do acoplamento entre a pressão e a velocidade;

• A obtenção da função de interpolação entre os pontos discretos;

• A escolha da sequência de solução das equações diferenciais;

• A escolha do método de solução do sistema de equações lineares.

Sabe-se que as equações presentes na metodologia Euler-Euler, e parte das presentes

na metodologia Euler-Lagrange, caracterizam-se como Equações Diferenciais Parciais EDPs,

sendo que os dois principais métodos numéricos aplicáveis a tais equações são: método dos

Elementos Finitos e o método dos Volumes Finitos.


Vale ressaltar a crescente utilização do método dos volumes finitos para a resolução

numérica de sistemas de equações parciais diferenciais. Tal fato pode ser justificado pelas

peculiaridades do método dos Volumes Finitos em fornecer resultados providos de realismo

físico, caso a convergência seja atingida, até mesmo em situações onde são empregadas

malhas numéricas “grosseiras” (pouco refinadas).

Ao considerar o perfil de velocidade de um fluido no interior de um tubo, sabe-se que

a velocidade diminui do centro para a parede tubo, de modo análogo à curva real (solução

exata) mostrada na Figura 2.23. Nesta figura, retratam-se três soluções numéricas que

satisfazem as condições de contorno: V(0)=velocidade máxima e V(R)=zero, embora nem

todas apresentem realismo físico, após a convergência.

Figura 2.23: Soluções dotadas e desprovidas de realismo físico, para velocidade do fluido

escoando em tubo.

O método dos Volumes Finitos, quando converge, fornece resultados dotados de

realismo físico, o que não quer dizer que os mesmos sejam acurados. Ressalta-se que a

solução numérica se aproxima da solução exata dentro de uma exatidão estabelecida, pois os

resultados das simulações fornecem o comportamento do modelo, o qual depende das

simplificações e das considerações feitas ao retratar os fenômenos mais relevantes no sistema

real e das simplificações das equações visando seu manuseio, bem como, da precisão dos

parâmetros envolvidos.

2.6.2.1 Descrição matemática do método de Volumes Finitos

A solução numérica dos problemas de transferência de quantidade de momento, de

energia e de massa só pode existir com base numa descrição matemática adequada dos


processos de transporte. Esta descrição é normalmente obtida pelas equações diferenciais.

Não é de interesse a obtenção de equações diferenciais particulares, mas sim a identificação

da forma geral destas equações para que se possa estabelecer regras, também gerais, na sua

solução.

Considere a Figura 2.24 e suponha que o fluxo ‘ J ’ represente o escoamento da

grandeza por unidade de tempo/unidade de área.

xx

JJ dxx

∂+

∂dy

dz

dx

Jx

Figura 2.24: Balanço de fluxos em um volume de controle.

Os termos da equação diferencial de transporte (equações governantes) são definidos

por unidade de volume e por unidade de tempo.

φ propriedade específica (grandeza/unidade de massa);

ρφ grandeza por unidade de volume;

tρφ∂

∂ taxa de variação da grandeza por unidade de volume;

xJ é o componente de na direção x; J

J o fluxo da grandeza que pode ser devido à convecção e à difusão.

No volume representado na Figura 2.24, tem-se:

Taxa de variação da grandeza por unidade de volume: t

ρφ∂∂

Efluxo líquido da grandeza através da área superficial xJdydz dxdydzx

∂=

∂;

Efluxo líquido da grandeza por unidade de volume: ( ).yx zJJ J divJ Jx y z

∂∂ ∂+ + = ≡ ∇

∂ ∂ ∂;

Taxa de geração/destruição da grandeza por unidade de volume: Sφ ;

Com base no princípio da conservação, pode-se obter a Equação (2.47):

Taxa de Acumulo Efluxo Taxa Geraçao Destruiçao+ = (2.47)


Ou ainda a Equação (2.48):

( ) divJ St φρφ∂

+ =∂

(2.48)

Desta forma pode-se, então, escrever a Equação (2.49) como sendo o fluxo total.

( ) [ ]convecçao difusao

J u gradρ φ= + −Γ φ (2.49)

Substituindo J na Equação (2.48) pela Equação (2.49), obtém-se:

( ) ( ) [ ]( )/convecçaoacumulo

geraçao destruiçaodifusao

div u div grad St φρφ ρ φ φ∂

+ = + −Γ +∂

(2.50)

O método dos Volumes Finitos é uma técnica numérica capaz de resolver equações

diferenciais parciais, desde que estas sejam oriundas do balanço infinitesimal de uma

propriedade ‘φ ’ (por exemplo: massa, quantidade de movimento, energia etc); representando

portanto, o princípio físico da conservação da referida propriedade. Equação (2.51) é a forma

compacta da equação de transporte (conservação da propriedade ‘φ’):

( ) ( ) ( ). .u gradt

Sφ φ

ρφρ φ φ

∂+ ∇ = ∇ Γ +

∂ (2.51)

A forma conservativa da equação supracitada é obtida diretamente pela aplicação do

princípio da conservação na variável dependente de interesse, num volume infinitesimal

(volume finito), sendo a mesma utilizada na derivação do método dos Volumes Finitos

(BARREIRA, 2003).

Como as demais técnicas numéricas empregadas na resolução de EDP’s , o método

dos Volumes Finitos transfere informações das fronteiras, condições de contorno, que são

especificadas para o interior do domínio de solução, obtendo a distribuição espacial e

temporal. [φ=φ(x,y,z,t)] da variável dependente em pontos discretos. Numa visão simplificada

o mesmo consiste de 4 etapas:

• Divisão do domínio de solução em volumes de controle finitos;

• Integração da equação diferencial parcial nos volumes de controle finitos, nos quais

foi dividido o domínio de solução;

• Discretização de cada termo da EDP de modo a convertê-la num conjunto de equações

algébricas;

• Solução do sistema de equações algébricas resultante, empregando métodos iterativos.

Visando um melhor entendimento do método, linguagem e nomenclatura associada ao


mesmo, ilustra-se este método na Figura 2.25, empregando o sistema de coordenadas

cartesianas e a abordagem em 2D, tendo em vista a facilidade da obtenção por

analogia da abordagem em 3D.

Figura 2.25: Representação de um volume de controle finito genérico em 2D.

Definições da Figura 2.25:

δxWP: distância entre o ponto nodal W e o ponto nodal P;

δxPE : distância entre o ponto nodal P e o ponto nodal E;

δxwP : distância entre a interface “w” e o ponto nodal P;

δxPe : distância entre o ponto nodal P a interface “e”;

δySP : distância entre o ponto nodal S e pontos nodal P;

δyPN : distância entre o ponto nodal P e o ponto nodal N;

δysP : distância entre a interface “s” o ponto nodal P;

δyPn : distância entre o ponto nodal P e a interface “n”.

∆x = δxwe : largura do volume de controle finito;

∆y = δysn : altura do volume de controle finito.

Quando δxWP = δxPE e δySP = δyPN a malha é dita uniforme. O emprego de malhas

uniformes é frequentemente desejável e recomendável. Tendo em vista que a precisão da


solução aumenta com o refinamento da malha (supondo sempre que a convergência seja

obtida) implicando num aumento do esforço computacional até alcançar o limite da

capacidade de processamento. Portanto malhas não-uniformes podem vir a utilizar

efetivamente a capacidade de processamento disponível. As melhores malhas devem ser mais

refinadas nas regiões onde há grande alterações na variável dependente ‘φ’ e das propriedades

físicas (ρ, µ, Cp etc), e grosseiras nas regiões que apresentam variações relativamente

pequenas. Muitos programas refinam automaticamente a malha nas áreas onde ocorrem

variações acentuadas nas variáveis de interesse (VERSTEEG e MALALASEKERA, 1996).

Uma vez que a distribuição φ(x,y,z) não é conhecida no domínio de cálculo, espera-se

um conhecimento prévio acerca do sistema a ser modelado de modo a prever qualitativamente

um comportamento da variável dependente, o qual pode ser empregado no refinamento da

malha. Sugere-se que, inicialmente, obtenham-se soluções empregando malhas “grosseiras”

(pouco refinadas) de modo a se ter uma avaliação inicial sobre as variações de ‘φ’. A partir

desta avaliação, pode-se construir a malha não-uniforme. Isto é uma das razões porque os

autores insistem que o método numérico deva fornecer soluções dotadas de realismo físico até

mesmo nos casos utilizando malhas grosseiras. As análises das soluções obtidas a partir de

malhas grosseiras não são úteis quando o método utilizado só fornece soluções dotadas de

realismo físico em malhas suficientemente refinadas (PATANKAR, 1980).

O número de pontos da malha numérica necessário para fornecer uma solução acurada

e a maneira que os mesmos se distribuem no domínio de cálculo são questões que dependem

da natureza do problema a ser resolvido. Estudos usando uma malha com poucos pontos

nodais consistem num modo conveniente de se compreender a natureza da solução. Tal

procedimento é comumente empregado nos experimentos em laboratório, pois experimentos

preliminares são conduzidos e as informações resultantes são usadas para decidir o número e

a localização dos pontos de medição a serem instalados no experimento final (PATANKAR,

1980).

2.6.2.2 Estabilidade numérica

A solução de problemas de Engenharia, envolvendo escoamento de fluidos com

transferência de calor e massa, requer a solução de um conjunto de equações diferenciais

parciais não lineares acopladas, que expressam a conservação de massa, quantidade de

movimento e energia.


Devido às não linearidades e ao forte acoplamento existente entre as equações, na

maioria dos casos, torna-se necessária a utilização de métodos numéricos para a obtenção da

solução destes problemas. Na aplicação destes métodos, as equações diferenciais originais são

discretizadas, gerando um conjunto de equações algébricas. Estas ainda mantêm as não

linearidades e o acoplamento entre as equações diferenciais originais pelos seus coeficientes,

que dependem da solução do problema, como apresentado no item anterior.

Se o conjunto completo de equações algébricas fosse resolvido por um método direto,

seriam necessárias diversas iterações, com coeficientes atualizados sucessivamente, devido às

não linearidades. O número de equações algébricas em geral é muito elevado que o custo na

utilização de solução direta torna-se proibitivo, sendo os sistemas de equações algébricas

resolvidos sequencialmente. Para se obter a solução do conjunto completo de equações,

devido ao acoplamento existente entre elas, cada sistema precisa ser resolvido várias vezes,

mesmo que os coeficientes sejam mantidos inalterados. No caso particular da solução de

problemas que envolvem escoamento de fluidos, o tratamento deste acoplamento é

extremamente importante para o sucesso da simulação.

Quando se trabalha com sistemas de equações não lineares resolvidas de forma

sequencial e acopladas de forma complexa, uma aproximação numérica requer certas

condições para ser estável e convergente, condições como tamanho da malha, tamanho do

passo de tempo, coeficientes de relaxação etc. Diz-se que quando o tamanho da malha e o

passo de tempo tendem a zero, os erros de truncamento devem tender a zero, ou seja, as

equações discretizadas devem tender às equações diferenciais.

2.6.3 Métodos numéricos para solução de problemas em volumes finitos

Os dois principais métodos numéricos mais empregados para solução de problemas

em Volumes Finitos são:

• Resolvedor segregado ou sequencial;

• Resolvedor acoplado ou simultâneo.

Em ambos os métodos, as equações integrais governantes da conservação de massa, da

quantidade de movimento e, quando apropriado, da equação da energia são resolvidos, assim

como outros escalares: a turbulência e o transporte de espécies químicas. Nas duas situações,

uma técnica baseada em volume de controle é usada nesta resolução, consistindo de:

• Divisão do domínio em volumes de controle discretos, usando uma malha

computacional;


• Integração das equações governantes em volumes de controle individuais para

construção de equações algébricas para as variáveis dependentes discretas (não

conhecidas) assim como velocidade, pressão, temperatura e grandezas escalares

conservadas;

• Linearização das equações discretizadas e solução do sistema de equações lineares

resultante para obter valores atualizados das variáveis dependentes.

Os dois métodos numéricos disponíveis empregam um processo similar de

discretização, mas a aproximação usada para linearizar e resolver as equações discretizadas

são diferentes.

2.6.3.1 Método de solução segregada

No método de solução segregada, as equações governantes são resolvidas

sequencialmente, isto é, segregada uma da outra. Por causa das não linearidades das equações

governantes, várias iterações devem ser realizadas até se obter uma convergência. Cada

iteração consiste de passos ilustrados na Figura 2.26 e destacados a seguir:

• Propriedades fluidas são atualizadas, baseadas na solução atual;

• As equações de quantidade de movimento são resolvidas usando valores correntes da

pressão e fluxos de massa na face, ao invés de atualizar o perfil de velocidade;

• Como as velocidades obtidas anteriormente podem não satisfazer localmente a

equação da continuidade, uma equação do tipo Poisson para a correção da pressão é

derivada da equação da continuidade e das equações de quantidade de movimento

linearizadas. Esta equação de correção da pressão é então resolvida para obter os

ajustes necessários para a pressão, o perfil de velocidade e o fluxo de massa na face

até que a continuidade seja satisfeita;

• Quando apropriado, as equações para escalares como a turbulência, a energia, as

espécies e a radiação são resolvidas utilizando valores previamente atualizados de

outras variáveis;

• A checagem da convergência do conjunto de equações é realizada.

Estas etapas são executadas até o critério de convergência ser satisfeito.


Propriedades Atualizadas

Resolvem-se as equações de quantidade de movimento

Resolvem-se as equações de correção da pressão (continuidade). Atualização da pressão e da taxa de fluxo mássico na face

Resolvem-se as equações de energia, espécies, turbulência e outros escalares

Convergiu ? Finaliza

Figura 2.26: Algoritmo do método de solução segregada.

2.6.3.2 Método de solução acoplada

O método de solução acoplada resolve as equações governantes da continuidade,

quantidade de movimento e, quando apropriado, as equações de energia e transporte de

espécies simultaneamente. As equações governantes de escalares adicionais são resolvidas

sequencialmente aplicando o procedimento descrito para o resolvedor segregado. Por causa da

não linearidade das equações governantes, várias iterações do ciclo de solução são necessárias

até atingir a convergência. Cada iteração consiste de etapas ilustradas na Figura 2.27 e

destacadas a seguir:

• As propriedades do fluido são atualizadas, baseadas na solução corrente (partindo das

condições iniciais);

• As equações da continuidade, quantidade de movimento, energia e espécies são

resolvidas simultaneamente;

• Quando apropriado, as equações para escalares como a turbulência e a radiação são

resolvidas usando valores atualizados de outras variáveis;

• Uma checagem para convergência da equação é efetuada.

Estas etapas são executadas até o critério de convergência ser satisfeito.


Propriedades atualizadas

Resolvem-se as equações da continuidade, quantidade de movimento e energia simultaneamente

Resolvem-se a turbulência e outros escalares

Convergiu ? Finaliza

Figura 2.27: Algoritmo do método de solução acoplada.

2.6.3.4 Linearização: implícita e explicita

Tanto no método de solução segregada quanto no método de solução acoplada, as

equações governantes não lineares são linezarizadas para se obter um sistema de equações das

variáveis dependentes em cada célula da malha computacional. A maneira na qual as

equações governantes são linearizadas pode ser de forma implícita ou explícita com respeito a

variável (ou conjunto de variáveis) de interesse.

No método implícito, para uma dada variável, o valor não conhecido em cada célula é

calculado empregando uma relação que inclui os valores conhecidos e desconhecidos das

células vizinhas. Portanto, cada valor desconhecido aparece em mais de uma equação do

sistema, e estas equações devem ser resolvidas simultaneamente para quantidades

desconhecidas.

No método explícito, para uma dada variável, o valor não conhecido em cada célula é

calculado usando uma relação que inclui somente os valores conhecidos. Contudo, cada valor

desconhecido aparece somente em uma equação do sistema e as equações com estas variáveis

de valores desconhecidos em cada célula podem ser obtidas de uma vez para fornecer os estes

valores.


No método de solução segregado, cada equação governante discreta é linearizada

implicitamente com respeito às variáveis dependentes das equações. Isto resultará em um

sistema de equações lineares com uma equação para cada célula no domínio, ou também

conhecida como sistema escalar de equações. No ponto implícito um resolvedor de equações

lineares (Gauss-Seidel) é usado em conjunto com um método algébrico multimalha (AMG)

visando resolver o sistema de equações escalares para a variável dependente em cada célula.

Por exemplo, a equação da quantidade de movimento-x é linearizada para produzir um

sistema de equações no qual a velocidade u é desconhecida. Soluções simultâneas deste

sistema de equações (usando o resolvedor AMG) geram um perfil de velocidade u atualizado.

Em resumo, o modelo segregado resolve as equações para um campo de uma variável

simples, considerando todas as células ao mesmo tempo. Na sequência ele resolve estas

equações para o próximo campo da variável, empregando novamente todas as células ao

mesmo tempo, e assim sucessivamente. Não existe a opção explícita para o resolvedor

segregado.

No método de solução acoplada é necessário escolher entre usar uma linearização

explícita ou implícita das equações governantes. Esta escolha aplica-se somente para as

equações governantes. Equações governantes para escalares adicionais são resolvidas na

forma segregada a partir do conjunto acoplado, como turbulência, radiação etc, que não

linearizadas e resolvidas implicitamente empregando o mesmo procedimento como no

método segregado.

Caso seja escolhida a opção de resolvedor acoplado, cada equação governante

acoplada é linearizada implicitamente com respeito a todas as variáveis dependentes. Isto

resultará em um sistema de N equações lineares para cada célula no domínio, sendo N o

número de equações acopladas. Como existem N equações por célula, este é as vezes

chamado de um sistema de equações “bloco”. Um resolvedor de equação linear com ponto

implícito (block Gauss-Seidel) é usado em conjunto com um método algébrico multimalha

(AMG) para resolver o sistema “bloco” de equações resultante para todas as N variáveis

dependentes em cada célula. Por exemplo, a linearização da equação da continuidade

acoplada, x-, y-, z- quantidade de movimento e equações da energia produz um sistema de

equações na qual p, u, v, w e T são desconhecidas.

Em resumo, a opção de resolução implícita acoplada busca a solução para todas as

variáveis (p, u, v, w, T) em todas as células ao mesmo tempo.

Caso se opte pelo resolvedor acoplado e o método explícito, cada equação é acoplada

e as equações governantes são linearizadas explicitamente. Como na opção implícita, isto


também resulta em um sistema de equações com ‘N’ equações para cada célula do domínio.

Contudo, este sistema de equações é explicito nas variáveis dependentes não conhecidas.

Neste caso, o resolvedor de equações lineares não é necessário, a solução é atualizada usando

um resolvedor multi-estágio (Runge-Kutta). Aqui se tem a opção adicional de empregar um

esquema multimalha (FAS, full approximation storage) para acelerar o resolvedor multi-

estágio.

Em resumo, a opção de resolução acoplada explícita obtém a solução para todas as

variáveis (p, u, v, w e T) em uma célula no tempo. Observe que o esquema FAS multimalha é

um componente opcional do método explícito, enquanto o AMG é um elemento requerido em

ambos os métodos segregado e acoplado implícito.

2.6.4 Discretização

A técnica baseada em volumes de controle converte as equações governantes em

equações algébricas que podem ser resolvidas numericamente. Esta técnica de volumes de

controle consiste de integrar as equações governantes sobre cada volume de controle, gerando

equações discretas que conservam cada quantidade em um volume de controle.

A discretização das equações governantes pode ser ilustrada mais facilmente

considerando uma equação de conservação em estado estacionário para o transporte da

quantidade escalar ‘φ’. Isto é demonstrado pela Equação (2.52) escrita na forma integral para

um volume de controle arbitrário ‘V’.

. . (2.52) V

v d A d A S dVφρφ φ= Γ ∇ +∫ ∫ ∫ φ

Sendo as definições para a Equação (2.52):

ρ = densidade;

v = vetor velocidade (=ui v j+ em 2D);

A = vetor área de superfície;

φΓ = coeficiente de difusão para φ;

φ∇ = gradiente de φ ( ( / ) ( / )x îφ φ= ∂ ∂ + ∂ ∂y j ) em 2D;

Sφ =superfície de φ por unidade de volume

A Equação (2.52) é aplicada a cada volume de controle, ou célula, no domínio na

malha computacional. A célula bidimensional triangular apresentada na Figura 2.28 é um


exemplo de um volume de controle. A discretização da Equação (2.52) em um dado volume

de controle é dada por:

( )faces facesN N

fff f nf f

v A A S Vφρ φ φ= Γ ∇ +∑ ∑ f φ (2.53)

Sendo as definições para a Equação (2.53):

Nface= número de faces que compõe a célula,

fφ = valor de φ que atravessa a face f,

fff v Aρ = fluxo mássico através da face,

fA = área da face f,

( )nφ∇ = magnitude de φ∇ normal a face f,

V= volume da célula.

Figura 2.28: Volume de controle usado para ilustrar a discretização da equação de transporte

de um escalar.

A equação resolvida considera uma mesma forma geral, como a fornecida na

Equação (2.53), e aplica aos sistemas multidimensionais compostos por malhas não

estruturadas e estruturadas.

É usual armazenar valores discretos de escalares ‘φ’ no centro das células (c0 e c1). O

esquema de interpolação utilizado para obter os valores no centro de cada célula é o esquema

upwind.

O método upwind considera que o valor de ‘φf’ na face é obtido a partir das

quantidades nas células anteriores, ou upwind, relativo à direção normal do vetor velocidade

‘vf ’ na Equação (2.53). Além deste, existem outros esquemas de interpolação, nos quais

pode-se destacar: upwind de primeira-ordem, upwind de segunda–ordem, power law e

QUICK.


2.6.4.1 Esquema upwind de primeira ordem

Quando o esquema upwind de primeira ordem é utilizado, quantidades nas faces das

células são determinadas assumindo que o valor no centro da célula de algum campo da

variável representa um valor médio ao longo de toda a célula. Considera-se ainda que as

quantidades na face são idênticas a quantidade na célula. Assim quando a opção upwind de

primeira ordem é selecionada, o valor da face ‘φf’ é igual ao valor de ‘φ’ na face a jusante.

2.6.4.2 Esquema power-law

O esquema de discretização power-law interpola o valor da face de uma variável, φ,

usando a solução exata. No caso de uma equação unidimensional de difusão convectiva pode-

se escrever a Equação (2.54).

( )ux x x

φρ φ∂ ∂= Γ

∂ ∂∂∂

(2.54)

Sendo ‘Γ’, ‘ρ’ e ‘µ’ são constantes em um intervalo ‘ x∂ ’. A Equação (2.54) pode ser

integrada para gerar a seguinte solução descrevendo como ‘φ’ varia com ‘x’:

( )( )

0

0

exp 1

exp 1L

xPex LPe

φ φφ φ

⎛ ⎞ −⎜ ⎟− ⎝ ⎠=− −

(2.55)

Para:

0φ = 0xφ =

Lφ = x Lφ =

Sendo ‘Pe’ o número de Peclet, dado pela Equação (2.56):

uLPe ρ=

Γ (2.56)

A variação de ‘φ(x)’, entre x=0 e x=L é descrita na Figura 2.29 para uma faixa de

valores de número de Peclet, mostrando que para altos valores de ‘Pe’, o valor de ‘φ ’ em

x=L/2 é aproximadamente igual ao valor da célula a jusante. Isto implica que quando o fluxo

é dominado pela convecção, a interpolação pode ser acompanhada simplesmente pela leitura

do valor da variável da face upwind ou valor upstream.

Observa-se também que φ pode ser interpolado usando uma média linear simples entre

os valores de x=0 e x=L, quando o numero de Peclet é nulo. Quando Pe possui um valor


intermediário, o valor interpolado para ‘φ ’ em x=L/2 deve ser obtido aplicando o modelo

power-law.

Figura 2.29: Alterações de uma variável ‘φ’ entre x=0 e x=L.

2.6.4.3 Esquema upwind de segunda ordem

Quando uma maior precisão é desejada, as quantidades nas células são calculadas

empregando uma reconstrução linear multidimensional aproximada. Nesta aproximação, uma

precisão de alta ordem é atingida nas faces das células, utilizando-se uma expansão em séries

de Taylor de soluções de células centradas sobre uma célula centróide. Assim quando um

upwind de segunda-ordem é selecionado, o valor de ‘φf’ é calculado usando a Equação (2.57).

. (2.57) f sφ φ φ= + ∇ ∆

Sendo ‘φ’ e ‘∇φ’ os valores centrados na célula e seu gradiente na célula upstream, e

‘ ’ o vetor deslocamento a partir de uma célula centróide a jusante para o centróide da face.

Esta formulação requer a determinação do gradiente ‘∇φ’ em cada célula. Este gradiente é

calculado usando o teorema divergente, o qual na forma discreta é escrito pela Equação

(2.58).

s∆

1 facesN

ff

AV

φ φ∇ = ∑ (2.58)

Aqui o valor da face ‘ fφ ’ é calculado pela média de ‘φ ’ a partir das duas células

adjacentes à face.


2.6.4.4 O Esquema QUICK

Este método é indicado para malhas quadrilaterais e hexaédricas, quando, uma única

face a jusante e a montante, pode ser identificada. O esquema QUICK é baseado na média

ponderada do upwind de segunda ordem e interpolação central da variável. Para a face ‘e’ na

Figura 2.30 se o fluxo é direcionado da esquerda para a direita pode-se escrever a Equação

(2.59).

( ) 21d d u c ce P E P

c d c d u c u c

S S S S SS S S S S S S S Wφ θ φ φ θ φ

⎡ ⎤ ⎡ += + + − +⎢ ⎥ ⎢+ + + +⎣ ⎦ ⎣

φ⎤⎥⎦

(2.59)

Na equação θ=1 resulta em uma interpolação de segunda ordem central enquanto que

θ=0 obtém-se um valor upwind de segunda ordem. O esquema QUICK tradicional é obtido

fixando θ=1/8.

Figura 2.30: Volume de controle unidimensional.

O esquema QUICK é mais preciso em malhas estruturadas alinhadas com a direção do

fluxo. O esquema QUICK para malhas não estruturadas ou híbridas também pode ser

empregado, contudo nestes casos, usualmente aplica-se o esquema de discretização upwind de

segunda ordem.

2.6.4.5 Forma linearizada da equação discreta

A equação de transporte de um escalar discretizada contém a variável escalar ‘φ’ não

conhecida no centro da célula bem como valores desconhecidos em torno de sua vizinhança.

Esta equação, em geral, é não linear em relação a esta variável. Uma forma linearizada pode

ser escrita, conforme a Equação (2.60):

(2.60) p nb nb

nba aφ φ= ∑ b+

Sendo que o subscrito ‘nb’ se refere às células vizinhas e ‘ap’ e ‘anb’ são coeficientes

linearizados para ‘φ’ e ‘φnb’.


O número de células vizinhas para cada célula depende do tipo de malha, mas será

tipicamente igual ao numero de faces que fecham a célula. Equações similares podem ser

escritas para cada célula que compõem a malha.

2.6.4.6 Sub-relaxação

Por causa da não linearidade das equações que são resolvidas é necessário o controle

de atualização do valor de ‘φ’. Isto é tipicamente atingido por sub-relaxação, a qual reduz a

troca de φ produzida durante cada iteração. Em uma forma simples, o novo valor da variável

‘φ’ dentro da célula depende do valor antigo (passo anterior), ‘φold’ a troca calculada em ‘φ’,

‘ φ∆ ’, e o fator de sub-relaxação, ‘αs’, é dada pela Equação (2.61) a seguir.

old Sφ φ α= + ∆φ (2.61)

2.6.4.7 Discretização temporal

Para simulações transientes, as equações governantes devem ser discretizadas no

tempo e no espaço. A discretização espacial para a equação dependente no tempo é idêntica

ao caso de estado estacionário. A discretização temporal envolve a integração de todos os

termos na equação diferencial em um tempo ‘ t∆ ’. A integração do termo transiente segue o

procedimento apresentado a seguir.

Uma expressão genérica para a evolução do tempo de uma variável ‘φ’ é fornecida

pela Equação (2.62).

( )F

tφ φ∂

=∂

(2.62)

Nesta equação a função ‘F’ incorpora uma discretização espacial. Caso o tempo

derivativo seja discretizado usando diferenças backward, a discretização temporal de primeira

ordem será obtida por:

( )

1n n

Ft

φ φ φ+ −

=∆

(2.63)

E a discretização de segunda ordem é dada por:

( )

1 13 42

n n n

Ft

φ φ φ φ+ −− +

=∆

(2.64)

Definidas por:

φ = uma quantidade escalar;


n+1= valor no próximo nível de tempo, t t+ ∆ ;

n= valor no nível de tempo corrente, t;

n-1= valor no nível de tempo anterior, t t− ∆ .

Discretização temporal: Integração implícita no tempo

Um método para calcular ‘F(φ)’ em um nível de tempo futuro é representado pela

Equação (2.65).

(1

1n n

nFt

φ φ φ+

+−=

∆) (2.65)

Esta é uma integração implícita desde que ‘ 1nφ + ’ em uma dada célula é relatada a

‘ 1nφ + ’ em células vizinhas utilizando ‘ ( )1nF φ + ’:

(2.66) (1n n ntFφ φ φ+ = + ∆ )1+

Esta equação implícita pode ser resolvida iterativamente inicializando ‘ iφ ’ para ‘ nφ ’,

segundo a Equação (2.67).

( )i n itFφ φ= + ∆ φ (2.67)

Para a formulação de primeira ordem implícita, ou:

( )14 / 3 1/ 3 2 / 3i n n tF iφ φ φ −= − + ∆ φ (2.68)

Para a formulação de segunda ordem implícita. A vantagem de um esquema

totalmente implícito é que este é, incondicionalmente, estável com respeito ao tamanho do

passo no tempo.

Discretização temporal: Integração explícita no tempo

Este método calcula ‘ ( )F φ ’ no nível de tempo corrente:

( )

1n nnF

tφ φ φ

+ −=

∆ (2.69)

Referido como integração explícita desde que ‘ 1nφ + ’ possa ser explicitado em termos

de ‘ nφ ’ (este método é também conhecido como global time stepping).

( )1n n tF nφ φ+ = + ∆ φ (2.70)


2.6.4.8 Calculando as derivadas

O termo derivativo ‘ φ∇ ’ de uma dada variável ‘φ ’ é usado para discretizar os termos

convectivos e difusivos da equação do movimento. O gradiente é calculado usando o teorema

de Green-Gauss (FLUENT, 2005):

( ) 0

1ffc

f

Aφ φυ

∇ = ∑ (2.71)

Sendo ‘ fφ ’ o valor de ‘φ ’ no centróide da face da célula, e a adição de todas as faces

que fecham a célula.

2.6.5 O resolvedor segregado

Esta prática é mais facilmente descrita considerando as equações de quantidade de

movimento e da continuidade em estado estacionário na forma integral:

(2.72) .v d Aρ =∫ 0

. . .V

vvd A pI d A d A FdVρ τ= − + +∫ ∫ ∫ ∫ (2.73)

Sendo ‘I’ a matriz identidade, ‘τ ’ o tensor tensão e ‘ F ’ o vetor força.

2.6.5.1 Discretização da equação da quantidade de movimento

O esquema de discretização da equação de transporte de uma grandeza escalar também

é usado para discretizar as equações de quantidade de movimento. Por exemplo, a equação de

x-quantidade de movimento pode ser obtida fixando φ=u:

(2.74) ˆ.P nb nb fnb

a u a u p Ai S= +∑ ∑ +

Se o perfil de pressão e o fluxo de massa na face fossem conhecidos, a Equação (2.74)

poderia ser resolvida. Porém, o perfil de pressão e os fluxos de massa na face não são

conhecidos a priori e devem ser obtidos como uma parte da solução do sistema de equações.

2.6.5.2 Esquemas de interpolação de pressão

Há uma tendência para padrões, na qual o esquema interpola os valores de pressão nas

faces usando quocientes da equação da quantidade de movimento. Este procedimento trabalha

bem quando a variação da pressão entre centros de célula é tida como “comportada”. Quando

há altos gradientes dentro das condições de fonte de quantidade de movimento entre volumes


de controle, o perfil de pressão tem um alto gradiente na face da célula, e não pode ser

interpolado aplicando esta estratégia de solução.

Alguns métodos alternativos estão disponíveis quando o esquema “padrão” de

interpolação não é válido:

• Um esquema linear calcula as pressões na face como uma média dos valores de

pressão nas células adjacentes;

• O esquema de força-corpo ponderado calcula a pressão da face assumindo que o

gradiente normal da diferença entre pressão e força-corpo é constante;

• O esquema PRESTO (PREssure STaggering Option) utiliza o balanço da continuidade

discretizado para um volume de controle sobre a face para calcular a pressão.

2.6.5.3 Discretização da equação da continuidade

A Equação (2.75) deve ser integrada sob um volume de controle seguindo a equação

discreta a seguir:

(2.75) 0

facesN

f ff

J A =∑

Sendo o termo ‘Jf ’ o fluxo mássico através da face ‘f ’.

Como descrito anteriormente, as equações da continuidade e do movimento são

resolvidas sequencialmente. Neste procedimento sequencial, a equação da continuidade é

usada como uma equação para pressão. Contudo, a pressão não aparece explicitamente na

Equação (2.75) para fluxos incompressíveis, desde que a densidade não esteja diretamente

relacionada à pressão. O SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations) é

usado para introduzir a pressão na equação da continuidade. Este procedimento é descrito a

seguir.

Faz-se necessário relacionar o valor da velocidade na face ‘ ’ com o valor

armazenado no centro da célula. O fluxo em uma face, ‘J

nv

f’, pode ser escrito da seguinte forma:

( 0 1ff f c )cJ J d p p= + − (2.76)

Sendo os termos ‘pc0’ e ‘pc1’ os de pressão dentro das duas células em ambos os lados

da face. A variável ‘ fJ ’ contém a influência das velocidades desta célula. O termo ‘df’ é

função de ‘ pa ’, a média dos coeficientes ap da equação da quantidade de movimento para as

células em ambos os lados da face ‘f ’.


2.6.5.4 Esquema de interpolação da densidade

Para o cálculo de fluxo compressível é usual aplicar o esquema upwind de

interpolação para variável densidade nas células. Para fluxos incompressíveis, três outros

esquemas de interpolação podem ser usados: upwind de primeira ordem, upwind de segunda

ordem e QUICK.

O esquema upwind de primeira ordem considera a densidade na face da célula como

sendo o valor do centro da célula ajusante. Este esquema gera estabilidade para a equação de

correção da pressão e gera bons resultados para muitas classes de fluxos.

O esquema upwind de segunda ordem gera mais estabilidade para fluxos supersônicos

e capta choques melhor que o esquema de primeira ordem, o esquema QUICK para a

densidade é similar ao QUICK para outras variáveis.

O esquema upwind de segunda ordem e o QUICK não podem ser usados para o caso

de fluxos compressíveis multifásicos, o esquema upwind é usado para a fase compressível e

uma média aritmética é usada para a fase incompressível.

2.6.5.5 Acoplamento pressão–velocidade

A solução segregada das equações de conservação da quantidade de movimento e de

massa, para problemas incompressíveis, gera o problema do acoplamento pressão-velocidade.

Neste sentido, é preciso encontrar um procedimento sequenciado e iterativo (algoritmo) que

melhore a estimativa do campo de pressão de modo que o campo imperfeito de velocidade se

aproxime progressivamente da solução que satisfaz a equação da continuidade na forma

discretizada.

O acoplamento da pressão com a velocidade é feito usando a Equação (2.76) para

obter a pressão a partir da equação da continuidade discreta. Os três algoritmos de acoplagem

pressão-velocidade, mais comumente empregados são: SIMPLE, SIMPLEC e PISO.

Acoplamento pressão–velocidade: O algoritmo SIMPLE

Uma das formas de se abordar o problema acoplamento pressão-velocidade é seguindo

o princípio dos métodos tipo SIMPLE.

Inicialmente estima-se um campo de pressão ‘p*’ e obtém-se utilizando as equações

de conservação da quantidade de movimento, um campo de velocidades que, a priori, não

satisfaze a equação de continuidade. Sendo que não há lógica em alterar aleatoriamente o

campo de pressão a fim de que, em algum momento, um campo de velocidade satisfaça a

equação de continuidade. O procedimento recomendado comumente é estabelecer expressões


de correção para as velocidades em função de gradientes de correção de pressão ‘p’ ’. Quando

esta correção de pressão não for mais necessária, estes gradientes de ‘p’ ’ serão nulos e a

correção sobre velocidades será nula. Para a evolução de ‘p’ ’, utiliza-se a equação da

continuidade, na qual as equações de correção são introduzidas gerando uma equação para ‘p’

’ com termo fonte envolvendo as velocidades.

O algoritmo SIMPLE usa uma relação de correção entre velocidade e pressão e garante

que a conservação de massa seja satisfeita. Se a equação de quantidade de movimento é

resolvida com um campo de pressão ‘p* ’, o fluxo resultante na face, ‘ *fJ ’ é calculado a partir

da Equação (2.77).

(2.77) (* * * *0 1f f f c cJ J d p p= + − )

Visto que a Equação (2.54) não satisfaz a equação da continuidade.

Consequentemente, uma correção ‘ 'fJ ’ é adicionada ao fluxo da face ‘ *

fJ ’ tal que o fluxo na

face seja obtido corretamente.

* 'f fJ J J= + f (2.78)

Uma vez satisfeito a equação da continuidade. O algoritmo SIMPLE postula que 'fJ

seja escrito como:

( ' '

0 1 )f f c cJ d p p= + (2.79)

Sendo o termo ‘ 'p ’ a correção da pressão na célula.

O algoritmo SIMPLE substitui a equação de correção de fluxo na equação da

continuidade para obter uma equação discreta para correção da pressão ‘ 'p ’ na célula.

(2.80) ' 'p nb nb

nba p a p b= ∑ +

A

p

Sendo o termo b a soma das taxas de fluxos na célula:

(2.81) *facesN

f ff

b J= ∑

A equação de correção de pressão pode ser resolvida empregando o método

multimalha algébrico. Uma solução é obtida para pressão da célula e o fluxo na face é

corrigido usando:

'*p p pα= +

)'

(2.82)

(2.83) (* '0 1f f f c cJ J d p p= + −


Aqui ‘ pα ’ é o fator de sub-relaxação para a pressão. O fluxo da face corrigida, ‘ ’,

satisfaz a equação da continuidade discreta durante cada iteração.

fJ

Acoplamento pressão–velocidade: O Algoritmo SIMPLEC

O procedimento SIMPLEC é similar ao SIMPLE, sendo que a única diferença esta na

expressão utilizada para a correção do fluxo na face, ‘ 'fJ ’. Como no SIMPLE, a equação de

correção pode ser escrita como:

(2.84) (* '0 1f f f c cJ J d p p= + − )'

Contudo, o coeficiente df é redefinido como uma função de p nnb

a a⎛ −⎜⎝ ⎠

∑ b⎞⎟ . O uso desta

equação de correção modificada tem acelerado a convergência em problemas onde a

acoplagem de velocidade-pressão é o impedimento principal na obtenção da solução.

Acoplamento pressão–velocidade: O Algoritmo PISO

O algoritmo PISO (Pressure-Implicite with Splitting of Operators) de acoplagem de

pressão-velocidade faz parte dos algoritmos da família SIMPLE. Uma das limitações dos

algoritmos SIMPLE e SIMPLEC é que novas velocidades e fluxos correspondentes não

satisfazem o balanço de quantidade de movimento, após a aplicação da equação de correção

de pressão. Para melhorar a eficiência deste cálculo, o algoritmo PISO possui duas correções

adicionais: correção das vizinhanças e correção “skewness”.

2.6.5.6 Cálculos com dependência de tempo e em estado estacionário

No caso de estado estacionário, as equações governantes para o resolvedor segregado

não contém o termo dependente do tempo. Para o fluxo dependente do tempo (transiente), a

forma discretizada das equações genéricas de transporte é fornecida pela Equação (2.85).

. .V V

dV v d A d A S dVt φ φ

ρφ ρφ φ∂+ = Γ ∇ +

∂∫ ∫ ∫ ∫ (2.85)

Sendo os termos da Equação (2.85) definidos por:

tρφ∂∂

= forma conservativa da derivada transiente de φ ;

ρ = densidade;

v = vetor velocidade;


A = vetor área superficial;

φΓ = coeficiente de difusão para φ ;

φ∇ = gradiente de φ ;

Sφ = geração de φ por unidade de volume.

Como uma aproximação do padrão todos os termos convectivo, difusivo e fonte são

calculados a partir do perfil de tempo no nível n+1.

1 11 1 1. .

n nn n n

V V

dV v d A d A S dVt φ

1nφ

ρφ ρ φ φ+ ++ + +∂

+ = Γ ∇ +∂∫ ∫ ∫ ∫ +

.

(2.86)

2.6.5.7 A Formulação de fluxo frozen

O padrão de discretização completamente implícito da parte convectiva produz termos

não lineares na equação resultante. A resolução desta equação geralmente requer muitas

iterações por time step. Como uma alternativa, há uma opção para discretizar a parte

convectiva do fluxo de massa na face da célula a partir de um nível de tempo anterior.

(2.87) 1.nn nvd A v d Aρφ ρ φ +=∫ ∫

A solução possui o mesmo nível de precisão, mas o caráter não linear da equação de

transporte discretizada é essencialmente reduzido e a convergência dentro de cada time step é

obtida. Esta opção somente está disponível para problemas transientes de fase simples que

usam o resolvedor segregado.

2.6.6 O resolvedor acoplado

O resolvedor acoplado resolve as equações governantes da continuidade, quantidade

de movimento, energia e transporte de espécies simultaneamente. Equações governantes para

escalares adicionais são resolvidas sequencialmente.

O sistema de equações governantes para um fluido é escrito para descrever as

propriedades médias de escoamento, na forma cartesiana para um volume de controle

arbitrário ‘V’ com área de superfície diferencial ‘dA’, com na Equação (2.88).

[ ].VWdV F G dA HdV

t∂

+ − =∂ ∫ ∫ ∫v

(2.88)

Nesta equação o vetor H representa termos como as forças de campo e as fontes de

energia e os vetores W, F e G são definidos na Figura 2.31:


Figura 2.31: Representação vetorial dos elementos da Equação (2.88).

As equações de Navier-Stokes, representadas na Equação (2.88), tornam-se

numericamente rígidas em escoamentos incompressíveis com baixos números de Mach

(subsônico) e resultando em uma taxa convergência baixa. Para contornar esta dificuldade é

usual empregar a técnica conhecida como pré-condicionante (time-derivative). Esta técnica

modifica o termo da derivada temporal da Equação (2.88) pela multiplicação de uma matriz

pré-condicionante. Esta tem o efeito de re-escalar o termo de velocidade das equações do

sistema, aliviando a rigidez numérica.

2.6.6.1 Marcha de tempo para escoamentos estacionários

O conjunto de equações governantes acopladas pode ser discretizadas tanto para

simulações estacionárias quanto para simulações transientes. No caso independente do tempo,

assume-se que a marcha de tempo evolui até alcançar o regime estacionário. Já no caso

transiente, a discretização pode ser feita com base em dois algoritmos de marcha de tempo:

implícito e explícito.

2.6.7 Monitoramento da convergência pelos resíduos

Durante o processo de solução pode-se monitorar dinamicamente a convergência

conferindo os resíduos, as estatísticas, os valores de força, as integrais de superfície, e as

integrais de volume. Para escoamento transiente, pode-se também monitorar o tempo

decorrido.

Ao término de cada interação do resolvedor, a soma residual para cada uma das

variáveis conservadas é computada e armazenada, registrando assim a história de

convergência. Esta história também é gravada no arquivo de dados. A soma residual é

definida a seguir.

2.6.7.1 Definição de resíduos para o resolvedor segregado

Depois da discretização, a equação de conservação para uma variável geral em uma

célula ‘P’ pode ser escrita como:


(2.89) P P nb nbnb

a aφ φ= ∑ b+

Nesta equação, ‘aP’ é o quociente de centro, ‘anb’ são os quocientes de influência sobre

as células vizinhas e ‘b’ é a contribuição da parte constante do termo de fonte ‘Sc’ em S =

Sc+SP e das condições de contorno.

P nb Pnb

a a= −∑ S (2.90)

O resíduo ‘Rφ’ computado no resolvedor segregado é o desequilíbrio em

Equação (2.90) somada sobre toda as células computacionais ‘P’. Isto pode ser chamado de

resíduo não escalar. Pode ser escrito como:

nb nb P PcelulasP nb

R a bφ aφ φ= +∑ ∑ − (2.91)

Em geral, é difícil julgar a convergência examinando os resíduos definidos pela

Equação (2.91) desde que nenhum escalonamento é empregado. Isto é especialmente verídico

dentro escoamento confinado como a convecção natural em um quarto onde não há nenhuma

taxa de fluxo de entrada de ‘φ‘ para comparar o resíduo. Geralmente, ponderam-se os resíduos

usando um fator de escala representativo da taxa de escoamento ‘φ ’ através do domínio. Este

resíduo é definido como

nb nb P P

celulasP nb

P PcelulasP

a b aR

aφ

φ φ

φ

+ −=

∑ ∑∑

(2.92)

Para as equações de quantidade de movimento o termo do denominador ‘aPφP’é

substituído por ‘aPvP’ sendo ‘vP’ a magnitude da velocidade em célula ‘P’. O resíduo é um

indicador mais apropriado de convergência para a maioria dos problemas.

2.6.7.2 Definição de resíduos para o resolvedor acoplado

O resíduo para o resolvedor acoplado é simplesmente a taxa de tempo de mudança da

variável de conservação ‘W’. O resíduo é a raiz quadrada da média dos quadrados dos

resíduos em cada célula do domínio:

2

( ) WR Wt

∂⎛ ⎞= ⎜ ⎟∂⎝ ⎠∑ (2.93)

Os resíduos para as equações que são resolvidas consecutivamente pelo resolvedor

acoplado (turbulência e outros escalares) são os mesmos descritos para o resolvedor


segregado. Em geral, é difícil julgar a convergência examinando os resíduos definidos pela

Equação (2.93) desde que nenhum escalonamento seja empregado.

2.6.8 Modelo de Fase Discreta (particle track)

O Modelo de Fase Discreta podem ser aplicados a sistemas nos quais a fração

volumétrica da fase discreta é pequena (sistemas diluídos com αd < 12 %). À trajetória das

partículas (entendidas como bolhas, gotas, pequenas estruturas sólidas etc.), podem ser

associados os efeitos de turbulência, considerando as flutuações instantâneas ou médias da

velocidade da fase contínua. Independente da consideração adotada, as partículas não exercem

influência na geração ou dissipação de turbulência da fase contínua (abordagem

Lagrangeana).

O Modelo de Fase Discreta em estado estacionário é indicado para aqueles casos em

que as partículas são injetadas numa fase contínua e o sistema em si tem entradas e saídas

bem definidas. É o tipo de modelo que não deve ser aplicado para escoamentos dotados de

suspensão indefinida de partículas num fluido, como acontece em sistemas fechados tais

como tanques agitados, vasos de mistura ou leitos fluidizados. Todavia, a restrição anterior

não mais se aplica quando o modelo é aplicado numa abordagem transiente.

Pelo Fluent®, as trajetórias das partículas são preditas pela da integração da equação

do movimento, na qual está contemplado o balanço entre as principais forças atuantes sobre a

fase discreta, conforme descreve a Equação (2.94) para uma direção x em coordenadas

cartesianas.

( ) ( )x ppD p

p

gduF u u F

dtρ ρρ

−= − + + X (2.94)

O termo ‘FD (u - up)’ representa as forças de arraste por unidade de massa da partícula

e pode ser representado como:

2

18 Re24D

Dp p

CFdµ

ρ= (2.95)

Nas equações anteriores, u representa a velocidade da fase fluida, ‘up’ a velocidade da

partícula, ‘ρ’ a densidade do fluido, ‘ρp’ a densidade da partícula e finalmente, ‘dp’o diâmetro

característico da partícula.

O coeficiente de arraste ‘CD’, pode ser calculado por modelos disponíveis na literatura,

como por exemplo, os sugeridos por MORIS e ALEXANDER (1972) e HAIDER e

LEVENSPIEL (1989). Já o termo ‘Fx’ representa as forças adicionais, por unidade de massa,


que possam atuar sobre a trajetória da partícula, como por exemplo, a força mássica virtual

que representa aquela requerida para acelerar o fluido nas vizinhanças da partícula, tornando-

se relevante quando a densidade do fluido é maior que a densidade da partícula.

2.7 Planejamento de experimentos

Um método científico de planejamento e análise deve ser seguido para que se obtenha

um plano de experimentos visando racionalizar o esforço experimental. Quando o problema

envolve dados que possam conter erros experimentais, um modo adequado de análise é por

métodos estatísticos. Em qualquer experimento, há duas etapas: o planejamento do

experimento e a análise estatística dos dados obtidos. Estas etapas estão intimamente ligadas,

uma vez que o método a ser utilizado para análise depende diretamente do planejamento

realizado.

O método univariado onde o pesquisador altera uma variável enquanto as outras são

mantidas constantes, é totalmente inviável nos casos em que se possuem variáveis múltiplas,

por exigir um número muito elevado de experimentos. Além disso, este método não permite

uma análise sobre as possíveis interações entre as variáveis independentes.

Quando existem diversas possibilidades de combinação das variáveis relevantes no

processo, como no caso do escoamento helicoidal, a análise dos experimentos é mais

confiável utilizando técnicas estatísticas para esse fim. O planejamento fatorial dos

experimentos (BOX et al., 1978) permite verificar a influência de efeitos individuais, como

também, os de interação entre as variáveis. A técnica de superfície de resposta proporciona o

ajuste empírico de equações que relacionam as respostas obtidas em função de variáveis

estudadas (MYERS, 1976).

Pelo planejamento fatorial são selecionados os níveis das variáveis a serem estudadas

e as combinações possíveis do experimento são determinadas. A determinação da quantidade

de experimentos é feita de acordo com a quantidade de variáveis estudadas e com os níveis

estipulados para essas variáveis. Um planejamento do tipo 2K determina a quantidade de

experimentos de um estudo em dois níveis com ‘K’ variáveis. Os planejamentos fatoriais a

dois níveis são recomendados para sistemas cujas equações experimentais são de primeira

ordem. Quando um sistema tiver um forte componente não linear, um planejamento fatorial

com mais níveis, avaliados em cada fator, se faz necessário (BOX et al., 1978).

Uma desvantagem em utilizar o planejamento fatorial convencional para obter

equações preditivas de segunda ordem é a quantidade excessiva de experimentos que devem

ser realizados. Em planejamentos do tipo 3K (3 níveis), para um estudo com 5 variáveis


independentes, seriam necessários 243 experimentos. Dependendo do tipo de estudo, a

realização deste número de ensaios seria inviável. Com a necessidade de contornar esse

problema, foi desenvolvido (BOX e WILSON, 1951) um método alternativo que fornece uma

resposta equivalente a estes experimentos, porém com uma quantidade de experimentos

menor. Esse método é denominado de planejamento composto central (pcc). O planejamento

composto central nada mais é do que um planejamento fatorial de primeira ordem aumentado

de pontos adicionais que permitem a estimação de parâmetros de segunda ordem. A

quantidade de experimentos a ser realizado num planejamento do tipo composto central com

‘K’ variáveis é calculada a partir do planejamento fatorial a dois níveis (2K), acrescido dos

ensaios ou réplicas nos níveis centrais (n2) e dos ensaios nos níveis extremos (2K). A Equação

(2.96) mostra a codificação dos fatores que serão organizados em uma matriz de

planejamento:

( )

0

1 1 / 2iX ζ ζ

ζ ζ −

−=

− (2.96)

Sendo ‘X’ o valor da variável codificada, ‘ζi’ o valor original ou não codificado, ‘ζ0’

representa o valor original no nível central, ‘ζ1’ é o valor original referente ao nível 1 e ‘ζ–1’ o

valor original referente ao nível –1.

Os pontos adicionais do planejamento composto central são escolhidos pelo

pesquisador. Esses pontos são os valores extremos de cada variável. Essa escolha deve ser

feita de forma a deixar a matriz de variância e covariância diagonal (pcc ortogonal), o que

elimina as correlações entre os parâmetros (MYERS, 1976).

A Tabela 2.2 apresenta a distribuição de 16 experimentos, envolvendo as variáveis

independentes codificadas X1, X2 e X3, com duas réplicas no centro. A variável resposta é ‘Yi’

e ‘+a’ e ‘–a’, são respectivamente o nível superior e inferior de cada variável.

Pelo método dos mínimos quadrados, pode-se estimar os parâmetros ‘ ijβ ’ da Equação

(2.97). A análise de variância da regressão é feita com base no quadrado do coeficiente de

correlação múltipla ‘r2’, em testes de hipótese usando as distribuições ‘F’ de Fisher e t-

Student.

(2.97) 1

20

1 1 1 1

kk k k

i i ij i i j i ji i i j

Y X Xβ β β β−

= = = >= + + +∑ ∑ ∑ ∑ X X

O quadrado do coeficiente de correlação múltipla avalia a porcentagem de

variabilidade dos dados explicada pela equação.


Tabela 2.2: Matriz do planejamento composto central.

X1 X2 X3 Yi

1 1 1 Y1

–1 1 1 Y2

1 –1 1 Y3

–1 –1 1 Y4

1 1 –1 Y5

–1 1 –1 Y6

1 –1 –1 Y7

–1 –1 –1 Y8

0 0 0 Y9

0 0 0 Y10

+a 0 0 Y11

–a 0 0 Y12

0 +a 0 Y13

0 –a 0 Y14

0 0 +a Y15

0 0 –a Y16

O valor da distribuição t-Student é importante para o cálculo da significância dos

parâmetros e é definido como a relação entre o valor do parâmetro estimado e o seu desvio

padrão. O valor de ‘F’ (Fisher) é determinado pela razão entre o quadrado médio da equação

ajustada (QME) e o quadrado médio do resíduo (QMR), como mostra a Equação (2.98).

Quanto maior o valor de ‘F’, melhor será o ajuste do modelo em questão.

QMEQMR

F = (2.98)

O quadrado médio da equação ‘QME’ e o quadrado médio do resíduo ‘QMR’, são

dados pelas Equações (2.99) e (2.100) respectivamente.

Soma dos quadrados dos valores preditosQMENúmero de graus de liberdade da equação

= (2.99)

Soma do quadrados do resíduoQMR Número de graus de liberdade do resíduo

= (2.100)


O número de graus de liberdade da equação é igual ao número de parâmetros da

equação reduzido de um e o número de graus de liberdade do resíduo é obtido pela diferença

entre o número total de experimentos e o número de parâmetros existentes na equação

ajustada.

O valor estatístico de ‘F’ é tabelado de acordo com o nível de significância e os graus

de liberdade do resíduo e da equação. Mais detalhes sobre esta metodologia e valores

tabelados de ‘F’ podem ser encontrados na literatura específica como BOX et al. (1978) e

MYERS (1976).

2.8 Análise canônica

Supondo que dentro da região experimental, uma determinada resposta (perda de carga

por exemplo) seja relacionada como uma função das variáveis independentes estudadas

(vazão, rotação, concentração e excentricidade) da seguinte forma:

0ˆ ' 'y b x b x Bx= + + (2.101)

Sendo ‘x’, ‘b’, e ‘B’ definidos pelas matrizes:

Figura 2.32: Matrizes da análise canônica, Equação (2.101)

O ponto de máxima resposta, se existir, é dado por um conjunto de condições (x1, x2,

..., xk) que tornam as derivadas parciais 1 2

ˆ ˆ ˆ, , ...,

k

y y yx x x

∂ ∂ ∂∂ ∂ ∂

iguais a zero. Diferenciando a

Equação (2.101) em relação ao vetor ‘x’ e igualando-a a zero, tem-se o ponto estacionário:

10

12

x B b−= − (2.102)

O ponto estacionário ‘x0’ (Equação 2.102) pode representar um ponto de máxima ou

de mínima resposta, ou ainda um ponto de sela (saddle point) da superfície ajustada. Para se

determinar a natureza do ponto estacionário, deve-se realizar uma translação da superfície

ajustada da origem o (x1=0, x2=0,..., xk=0) até o ponto estacionário ‘x0’. A superfície de

resposta é então, expressa por novas variáveis, ‘w1, w2, ...wk,’ cujos eixos correspondem aos

eixos principais do sistema de contornos (Figura 2.33). A função em termos dessas novas


variáveis é chamada de forma canônica da superfície ajustada e pode ser representada pela

Equação (2.103)

(2.103) 2 20 1 1 2 2ˆ ˆ ... k ky y w w wλ λ λ= + + + + 2

Na qual é a resposta estimada no ponto estacionário, ou seja, 0 0 0 0ˆ ' 'y b x b x Bx= + + 0 ;

e λi são as raízes características da matriz ‘B’. A redução da superfície de resposta ajustada

para a forma canônica é chamada de análise canônica.

Devido à translação de eixos da origem até o ponto estacionário ‘x0’, a Equação

(2.104) é reescrita em termos de um novo vetor ‘z’, tal que ‘z = x – x0’:

0 0 0 0 0 0ˆ ' ' ' 'y b x b x Bx z b z Bx x Bz z Bz= + + + + + + ' (2.104)

Considerando que z’Bx0=x’0Bz e que os três primeiros termos representam a resposta

avaliada no ponto estacionário ‘ŷ0’, a Equação (2.104) pode escrita como:

( )0 0

0

ˆ ˆ ' 2 'ˆ ˆ 'y y z b Bx z Bzy y z Bz

= + + +

= + (2.105)

A Equação (2.105) representa a superfície de resposta ajustada, após a translação para

a nova origem. Ante ao exposto, existe uma transformação ortogonal ‘z=Mw’ tal que:

2 20 1 1 2 2ˆ' ' ' .... k kz Bz w M B Mw y w w wλ λ λ= = + + + + 2 (2.106)

Sendo ‘M’ uma matriz k x k ortogonal (M´M = Ik) e λ1, λ2, ..., λk são as raízes

características da matriz ‘B’ e ‘Ik’ é a matriz identidade. A determinação da matriz ‘M’ é

importante pois a transformação ‘w=M´z’ permite relacionar as variáveis ‘zi’

(consequentemente ‘xi’, pois z = x–x0) com as variáveis canônicas ‘wi’. A matriz ‘M’ é a

matriz dos autovetores normalizados associados às raízes características ‘λi’.

A Figura 2.33 representa um exemplo dos contornos da superfície ajustada no caso de

duas varáveis independentes.

Figura 2.33: Forma canônica para uma superfície de resposta em duas variáveis.


A natureza do ponto estacionário é determinada pela da análise das raízes

características. Se λi<0, um deslocamento a partir do ponto estacionário em qualquer direção

implicará em um decréscimo na resposta ‘ŷ’, veja Equação (2.106). Neste caso, ‘x0’ é um

ponto de máximo. Caso λi>0, um deslocamento a partir do ponto estacionário em qualquer

direção implicará em um acréscimo na resposta ‘ŷ’. Neste caso, ‘x0’ representa um ponto de

mínimo. Se as raízes características possuírem sinais diferentes, então ‘x0’ é um ponto de sela.

Neste trabalho, propõe-se a análise canônica utilizando uma rotina implementada no

software Maple na versão 7. A determinação dos parâmetros de regressão do modelo

(Equação 2.102) e os respectivos níveis de significância será implementado utilizando-se o

software Statistica na versão 6.

2.9 Principais pontos de discussão

A partir da análise dos trabalhos disponíveis na literatura científica, foram encontradas

situações nas quais diferentes autores reportam resultados as vezes divergentes para a mesma

proposta de estudo. Não foi identificado consenso em relação ao efeito que a rotação do eixo

interno promove na fluidodinâmica do escoamento anular de fluidos não-Newtonianos

(McCANN et al., 1995; ESCUDIER et al. 2002 e HEMPHILL e RAVI, 2005). Constatou-se

em alguns trabalhos consultados que pesquisadores ainda apontam dificuldades de

concordância entre dados obtidos experimentalmente e por simulação numérica (McCANN et

al., 1995 e RUDMAN et al., 2004).

Neste sentido, dentro dos objetivos desta Tese, o trabalho pode ser dividido em duas

etapas principais: uma de cunho experimental e outra focada na simulação empregando

ferramentas/códigos comerciais de CFD. Mas tanto uma etapa quanto a outra passa por um

processo de “revisão conceitual”, pretendendo repassar os fundamentos aplicados ao

fenômeno em questão.

Na etapa experimental que envolve a montagem de uma unidade piloto e a formulação

dos procedimentos que visam a quantificação do gradiente de pressão em função de variáveis

como: a vazão, a excentricidade, a rotação do eixo interno e as propriedades reológicas;

pretende-se:

• Enquadrar o conceito de comprimento de entrada para fluxo laminar não-Newtoniano,

visto que se constatou em diversos estudos, o uso de unidades compactas (1,2 a 12

metros de comprimento com diâmetros na faixa de 25 mm a 310 mm). Pois admitindo

como válida as considerações de CHEBBI (2002) e considerando uma situação

hipotética de escoamento com ReG=1000, verifica-se a necessidade de que tais


unidades experimentais deveriam possuir comprimentos de entrada superiores a 200

diâmetros (DH). Relação esta não observada em diversos trabalhos da literatura, o que

poderia colocar em questão os resultados de alguns dos trabalhos.

• Desenvolver um sistema de distribuição de fluxo pelo anular evitando ao máximo os

efeitos de expansão e de fluxos preferencialmente tangenciais; permitindo ainda um

sistema de sustentação e acionamento do eixo interno (NEOFYTOU e DRIKAKIS,

2003 e ESCUDIER et al., 2005).

• Seleção e montagem de sistema para a medição de escoamento de fluidos

não-Newtonianos, preferentemente sistemas não invasivo (OWEN et al., 2004).

• Rever o conceito de transição de regime de escoamento visando a influência do

movimento rotacional do eixo interno (SHARIF et al., 1997; TAN e TORPE, 2003;

ESCUDIER et al., 2005 e ESCUDIER et al., 2005)

• Preparo das suspensões poliméricas buscando reproduzir o comportamento reológico

das lamas/fluidos de perfuração, analisando parâmetros como a estabilidade reológica

sob deformações prolongadas (ESCUDIER et al., 2001).

• Montar um sistema de acompanhamento da temperatura do escoamento, dada a

importância que esta variável pode apresentar como elemento de desvio nas condições

que visam comparar e checar a reprodutibilidade dos testes (YASSEN et al., 1996).

Já nos procedimentos numéricos planeja-se empregar ferramentas de CFD (ALI, 2002)

para a reprodução das condições testadas experimentalmente, buscando não só a predição dos

perfis de pressão e de velocidades axial e tangencial (SILVA et al., 1996), mas também o

levantamento do campo de escoamento como um todo (flowfield), visando fazer inferências

quanto aos mecanismos presentes no carreamento/transporte de partículas (JONES e

GRAHAM, 1994; RAMADAN et al., 2001; RAMADAN et al., 2004 e TALMON e

HUISMAN, 2005).

Acredita-se que a tentativa de análise mais aprofundada dos pontos citados

anteriomente e das respectivas propostas de investigação, permita um primeiro passo para a

consolidação de mais uma linha de pesquisa aplicada no âmbito da Engenharia Química e

ainda a expansão do uso de técnicas de CFD como ferramenta de estudo para o Grupo de

Sistemas Particulados da Faculdade de Engenharia Química da Universidade Federal de

Uberlândia.

85

CAPÍTULO 3

MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo, são apresentadas as informações sobre os materiais empregados, os

detalhes da montagem experimental bem como as metodologias das abordagens experimental

e numérica (CFD) utilizadas neste estudo.

3.1 Materiais

Neste trabalho foram adotados dois tipos de fluidos de trabalho: fluidos Newtonianos e

fluidos não-Newtonianos. Como fluido de característica Newtoniana foram empregadas

soluções de glicerina, com as diluições (em água destilada) ajustadas conforme a viscosidade

desejada em cada determinação experimental.

Para fluidos de comportamento não-Newtoniano, trabalhou-se com suspensões

poliméricas de goma xantana. A variação de concentração do polímero em água destilada

forneceu um amplo espectro de viscosidades (comportamentos reológicos) necessários ao

escopo deste estudo.

3.1.1 Determinação das propriedades físicas

A viscosidade dinâmica das soluções de glicerina e a reologia das suspensões

poliméricas foram quantificadas a partir de dados obtidos de um viscosímetro digital do tipo

cone-prato, da marca Brookfield® (modelo RDV-III), acoplado a um banho termostatizado

Tecnal® previamente calibrado, conforme detalhes na Figura 3.1. Para atestar a confiabilidade

das medidas de viscosidade feitas pelo reômetro, dois fluidos padrão (Brookfield viscosity

standard fluid) foram empregados: o fluido 1000 (1.010 mPa a 20 oC) lote 091395 e o fluido

500 (492 mPa.s a 20 oC) lote 100695. A aferição do equipamento foi conduzida

quinzenalmente, pela comparação entre as leituras de viscosidade dinâmica obtidas do

viscosímetro e as propriedades do fluido padrão. Consideraram-se os dados obtidos como

válidos quando a aferição prévia ficou abaixo da faixa de desvio aceitável pelo fabricante

(inferior a 5 %). Quando a comparação entre os resultados se mostrou maior ou igual à faixa

de desvio, o procedimento de re-calibração (hit-point) foi conduzido (detalhe no Apêndice A).

Para a determinação da densidade dos fluidos de trabalho a técnica de picnometria foi

empregada.

Capítulo 3 – Materiais e Métodos 86

Figura 3.1: Foto do conjunto banho termostatizado – reômetro.

3.1.2 Preparo das soluções poliméricas

O procedimento empregado tanto para o preparo de pequenos volumes de suspensões

(testes preliminares) quanto para quantidades maiores (fluido de trabalho para determinações

experimentais) foi padronizado a partir de ensaios preliminares. Durante estes testes

preliminares foi possível identificar diversos detalhes que foram relevantes para a melhoria da

metodologia de preparo das suspensões empregadas nos ensaios experimentais, como por

exemplo: o pré-aquecimento da água destilada, o tempo de dispersão e o uso de agente

fungicida.

Inicialmente, preparou-se um conjunto de soluções poliméricas de goma xantana com

o intuito de estipular uma faixa de viscosidade (reologia) que poderia ser obtida com a

variação da concentração de polímero em água destilada. Os testes preliminares foram

realizados adotando como volume de prova de 500 ml em balão volumétrico. A escolha de se

empregar a base volumétrica foi feita pensando na operacionalidade no preparo de volumes

maiores (acima de 85 litros) das suspensões para os ensaios experimentais.

Uma vez mensurado o volume de água destilada, a quantidade do polímero, com base

na concentração desejada, era pesada em balança analítica de precisão (Scientech SA210).

Com a realização de diversas tentativas de dispersão do polímero em água,

observou-se que a água destilada a uma temperatura acima da ambiente (≅ 40 oC) contribuía

de forma significativa na dispersão do polímero. Desta forma, incorporou-se o

pré-aquecimento da água ao procedimento experimental. Nos ensaios, foi utilizado a partir de

então um aquecedor elétrico (detalhes na Figura 3.2) de 2000 watts de potência.


Figura 3.2: Foto do aquecedor elétrico.

Para promover a dispersão e homogeneização da solução foi empregado um béquer de

2000 ml e um agitador magnético (Fisatom 753a). O tempo de agitação não foi

pré-determinado. Como critério aguardava-se a completa dissolução do polímero. Durante os

ensaios, constatou-se que o tempo poderia variar de 45 a 150 minutos conforme a

concentração de polímero. As soluções mais concentradas necessitavam de um maior tempo

de preparo. Outro fator relevante foi a limitação do sistema de agitação magnética usado até

então; as suspensões com concentração acima de 0,75 % não apresentaram consistência

homogênea.

Constatou-se também que a forma de adição do polímero estava associada tanto ao

tempo necessário para dispersão quanto à qualidade da suspensão. A adição feita de uma

única vez gerava “grumos”, que necessitavam de um elevado período de tempo para

dissolução. Muitas vezes, a solução final não apresentava uma consistência homogênea, isto

é, ao promover seu escoamento percebia-se a presença de pequenos “flocos gelatinosos”, cuja

presença era indesejável, conforme detalhes na Figura 3.3. Portanto, como procedimento

empregou-se a rotina de se adicionar o polímero em pequenas alíquotas, aguardando sempre a

sua dispersão.

Quando as soluções preparadas permaneceram estocadas por mais de oito dias, mesmo

em boas condições de armazenamento (recipiente fechado longe de fontes de calor),

percebeu-se a formação de pequenas bolhas que se acumulam na superfície, formando uma

espécie de espuma. Estas bolhas, que aumentavam com o tempo de armazenamento, eram o

resultado de atividade microbiológica que degradavam a solução polimérica, causando

alterações na cor (levemente amarelada) e redução na viscosidade. Como o intuito de limitar o


desenvolvimento de microorganismos, empregou-se o procedimento recomendado por

fabricantes de CMC (carboximetilcelulose); a adição de solução de formol. Não havendo

correlações ou recomendações específicas para goma xantana, adotou-se o critério de que a

quantidade de solução de formol em mililitros seria numericamente igual ao peso de polímero

(em gramas) a ser adicionado para uma dada concentração.

Figura 3.3: Efeito do modo de adição de polímero na qualidade da suspensão.

Para o preparo das suspensões empregadas nos ensaios experimentais, estimou-se que

o volume mínimo necessário seria de 65 litros. Contudo para garantir uma margem de

segurança em caso de vazamentos ou pequenas perdas, para cada concentração foram

preparados 92 litros de solução de goma xantana. Este volume foi preparado em duas

bateladas de 46 litros.

No interior de um recipiente plástico (com capacidade de 80 litros), adicionava-se

46 litros de água destilada empregando balões volumétricos de 2000 ml. Na seqüência,

procedia-se o pré-aquecimento da água utilizando a resistência elétrica descrita anteriormente,

até atingir temperaturas próximas a 40 oC. Quando então a massa de polímero previamente

quantificada em balança analítica de precisão (Scientech SA210), era adicionada

paulatinamente e homogeneizada com auxílio de um mixer de uso doméstico (Mallory Robot

250). As Figuras 3.4 e 3.5 apresentam alguns detalhes da execução do procedimento descrito.

A utilização do mixer apresentou outra função além da homogeneização da suspensão,

este equipamento se mostrou bastante eficiente no corte e na desagregação dos flocos

eventualmente formados durante a dispersão.


Figura 3.4: Preparo de uma batelada de 46 litros de solução polimérica.

Figura 3.5: Detalhes do mixer.

Uma vez preparadas as duas bateladas de suspensões, estas eram homogeneizadas no

tanque da unidade experimental por uma hora (detalhes na Figura 3.6). O tanque, com

capacidade de 180 litros, possuía um sistema mecânico de agitação com um motor elétrico de

1 CV (acoplado a um inversor de frequência da marca WEG), um impelidor de aço inox de

pás inclinadas contando ainda com quatro chicanas laterais para evitar a formação de vórtices

durante a operação de agitação.


Figura 3.6: Detalhes do tanque de homogeneização.

Uma vez concluído o processo de homogeneização, aguardava-se o tempo necessário

para a suspensão atingir uma temperatura próxima à ambiente, quando então se adicionava a

solução de formol. O volume adicionado dependia da quantidade de polímero, sendo o

volume em mililitros igual à massa em gramas do polímero. A suspensão permanecia por

mais quinze minutos sob agitação para uma boa incorporação e mistura da solução de

formaldeido.

3.2 Unidade experimental

Tanto o dimensionamento e montagem da nova unidade piloto, quanto a realização

dos testes experimentais, foram implementados nas dependências dos laboratórios da Unidade

Avançada de Pesquisa da Faculdade de Engenharia Química da Universidade Federal de

Uberlândia.

3.2.1 Montagem principal e seus acessórios

O foco principal deste estudo, a região anular, é formada por dois corpos cilíndricos:

um externo construído em acrílico cristal extrusado (67 mm de diâmetro) e outro interno

montado a partir de um tubo de aço inox (32 mm de diâmetro); ambos com 1500 mm de

comprimento, conforme mostra a Figura 3.7. A relação entre diâmetros ‘k’ foi estabelecida

para fornecer um valor próximo a 0,50; valor este frequentemente encontrado em trabalhos da

literatura. Os pontos para medição de pressão foram distribuídos ao longo do comprimento do


tubo de acrílico. Os terminais do tipo plug-flow foram distribuídos com distâncias regulares,

de 25 cm entre terminais.

Figura 3.7: Fotografia da unidade experimental.

Destacam-se os dois anéis de fixação do sistema à mesa de aço. Estes anéis foram

construídos em tecnil e foram posicionados próximos às regiões de entrada e de descarga para

fixarem a unidade à estrutura, e também atuar como sistema antivibração.

Outro detalhe é a presença de um manômetro digital de segurança (Gulpress 1000) que

foi instalado na parte superior do tubo de acrílico para evitar que a pressão interna de

escoamento superasse 3,0 kgf/cm2, o que poderia vir a comprometer a integridade estrutural

do casco de acrílico. Um outro detalhe a respeito do tubo externo é referente às suas

extremidades; às quais foram soldados quimicamente dois flanges de acrílico com doze

pontos de fixação para parafusos de ¼ de polegada. A Figura 3.8 apresenta detalhes da

montagem, juntamente com o flange (tecnil) que atua como elemento de sustentação do eixo

interno e também como difusor de escoamento.

A posição do cilindro interno em relação ao externo, um dos objetos deste estudo, foi

projetada com base na construção de flanges em tecnil. Cada par de flanges, uma vez fixado

ao tubo de acrílico, permitia o posicionamento do eixo interno para fornecer os arranjos

concêntrico e excêntrico (e=0,75), conforme detalhes na Figura 3.9.


Figura 3.8: Detalhes da montagem do flange.

Figura 3.9: Detalhes dos flanges para o arranjo excêntrico.

No flange de entrada, foi adaptado um sistema de contenção para evitar vazamento do

fluido de trabalho, contudo sem impedir o movimento de acionamento da rotação do cilindro

interno. Este sistema consiste da associação de um acoplamento de bronzina grafitada e de

retentor de fibra de carbono. Com o intuito de reduzir o atrito, um lubrificante (a base de

graxa grafitada da marca ABOR) era adicionado antes de cada corrida experimental.

A alimentação da região anular de entrada entre os tubos foi configurada em uma

disposição axial. Este layout foi definido com base em simulações preliminares, comentadas

com mais detalhes no Capítulo 4. O mesmo flange que sustenta o arranjo entre os tubos

interno e externo permite a divisão do fluxo principal em dez posições ao redor da seção

anular (detalhes na Figura 3.10). Para a implementação deste dispositivo, um divisor de fluxo

foi montado em aço inox com distribuidores em mangueiras de silicone de parede grossa. De


forma análoga à alimentação, o sistema de descarga segue o mesmo princípio, mas com um

detalhe a mais: um terminal para acoplar um ponto de monitoramento de temperatura do

fluido foi montado ao corpo metálico. Um termômetro padrão, modelo Labortherm-N 19.89,

com bocal confeccionado em PVC completam o sistema de descarga da unidade experimental

conforme a Figura 3.11.

Figura 3.10: Distribuidor de fluxo.

Figura 3.11: Concentrador de fluxo com terminal para termômetro.

Para a rotação do cilindro interno, um motor WEG de quatro pólos com 1,0 CV de

potência foi utilizado. A rotação, adotada neste trabalho no sentido horário, era controlada por

um inversor de frequência da marca WEG modelo CFW08, conforme mostrado ainda na

Figura 3.10.


Para a aferição e quantificação da rotação do eixo interno, empregou-se um

estroboscópio digital da marca FRATA. A Figura 3.12 apresenta o equipamento com seus

acessórios. A velocidade do flash (lampejo da lâmpada) tem o ajuste facilitado por meio de

dois potenciômetros separados (pré-ajuste e ajuste fino), permitindo analisar movimentos

periódicos de alta e baixa rotação (frequência de 5 a 300 Hz).

Figura 3.12: Estroboscópio digital FRATA.

A base do motor de acionamento do eixo interno, apesar de fixa permite ajuste para os

dois arranjos entre os tubos. Isso se deve ao sistema de acoplamento entre os eixos do motor e

do tubo interno que foi montado sobre cabeças móveis (cruzetas), conforme detalhes na

Figura 3.13.

Figura 3.13: Detalhes do acoplamento entre eixos.

Para o deslocamento do fluido, uma bomba helicoidal, marca Helifer HX-30, de

deslocamento positivo foi montada sob um arranjo de válvulas, conforme visto na


Figura 3.14. Desta forma, pode-se avaliar o efeito a vazão de alimentação sob uma ampla

faixa operacional (0,2 a 2,2 m3/h). A vazão de escoamento pode ser quantificada empregando-

se um medidor magnético de vazão da marca CONAUT modelo 1FC03, previamente aferido

(detalhes na Figura 3.15).

Figura 3.14: Arranjo da bomba helicoidal e seus acessórios.

Figura 3.15: Válvulas e medidor magnético de vazão

Para as determinações experimentais da queda de pressão, um manômetro diferencial

digital da Druck modelo DPI 75r foi empregado. Assim as leituras de queda de pressão

puderam ser registradas a cada 0,25 m ao longo do tubo externo. A Figura 3.16 apresenta a


montagem do sistema de monitoramento da perda de carga. A este sistema acoplaram-se duas

válvulas do tipo agulha, antes dos pontos de tomada de pressão no equipamento, com o intuito

e rem

is

arranjos, situaram-se a 0,44 e 1,32 m do flange de entrada. Estas distâncias foram escolhidas

para permitir a condição de escoamento plenamente estabelecido e evitar a região de saída.

d over pequenas bolhas de ar eventualmente presentes na linha do canal de medida,

conforme detalhes na Figura 3.17.

Para o arranjo excêntrico, as determinações de queda de pressão foram realizadas na

seção de maior espaço anular. As distâncias dos terminais para as leituras de pressão nos do

Figura 3.16: Sistema de queda de pressão.

O sistema de medição de pressão contava com o auxílio de um recipiente plástico que

possui funções específicas: a sustentação do sensor na mesma altura que os pontos de tomada

de pressão, e servir como reservatório caso ocorra a necessidade de esgotamento ou uma

circulação de fluido pelo canal de medida em razão da presença de bolhas.

Figura 3.17: Detalhes do transdutor de pressão e válvulas para eliminação de bolhas.


3.2.2 Metodologia para os ensaios experimentais

O procedimento a seguir relata as rotinas empregadas para as determinações

experimentais, cujo objetivo é avaliar o efeito das principais variáveis envolvidas no

rimentais para os

tação moderada por quinze a trinta minutos para dispersar as

retorno são posicionadas para evitar que se dobrem, empregando conjuntos de

inicial, testa-se o escoamento nas condições máximas de vazão e rotação da

do nível de fluido no interior do tanque; visando a

inimi

nha do transdutor de pressão,

imina

ompanha-se a temperatura, que

geralmente oscila dentro de uma pequena faixa de 1 a 2 oC.

escoamento anular através do monitoramento da queda de pressão.

Antes do set-up experimental, avaliam-se as temperaturas ambiente e da suspensão

polimérica a ser empregada nos ensaios. A temperatura é um parâmetro importante em função

de sua influência sobre a reologia. Neste sentido, buscou-se estabelecer uma temperatura de

referência (24 oC) para a realização dos ensaios; garantindo condições expe

testes de reprodutibilidade e permitir uma base para os testes comparativos.

Como etapa inicial, a reologia da suspensão é avaliada empregando o viscosímetro de

Brookfield®. Na seqüência, adiciona-se a suspensão ao tanque de homogeneização com o uso

de baldes e béqueres. Acoplando-se o impelidor ao sistema (detalhes na Figura 3.6),

mantém-se a suspensão sob agi

bolhas eventualmente geradas.

Antes do acionamento da bomba helicoidal, verifica-se o posicionamento das válvulas,

checam-se as abraçadeiras das mangueiras de silicone e o acoplamento do termômetro. As

mangueiras de

molas de aço.

Sequencialmente ligam-se o medidor magnético de vazão e o inversor do motor do

sistema de acionamento do eixo interno, deixando-o em stand-by. Em seguida, liga-se o

sistema de bombeamento. Durante os dois primeiros minutos, avalia-se a ocorrência de

vazamentos e checa-se a pressão de segurança do casco de acrílico. Uma vez cumprida a

avaliação

unidade.

Novamente verifica-se o posicionamento da mangueira de retorno, com atenção para

que sua extremidade esteja abaixo

m zação da geração de bolhas.

Mantém-se o sistema ligado para a circulação do fluido pela unidade para que bolhas

de ar retidas possam ser excluídas. Neste momento uma atenção especial é dada ao sistema de

aquisição de dados de pressão. Liga-se o medidor e abrem-se os registros (detalhe na Figura

3.18) por cinco a dez minutos para que o fluido escoe pela li

el ndo dessa forma as pequenas bolhas de ar aprisionadas.

Durante o processo de pré-teste e de ajustes, ac


Terminando o processo de verificação da unidade, inicia-se a corrida experimental

ajustando-se a vazão pela combinação das válvulas de alimentação e by-pass. Para cada

movimento no comando das válvulas, aguarda-se cerca de um minuto para a estabilização e

leitura do fluxo no medidor magnético (ver detalhes na Figura 3.16).

Uma vez acertada a vazão, procede-se com a programação da rotação do eixo interno,

utilizando o inversor de frequência. Com o uso do estroboscópio digital afere-se a rotação.

Depois de definida a condição de escoamento, checa-se novamente a temperatura de

escoamento e acompanha-se por alguns minutos a flutuação da queda de pressão do indicador

digital do transdutor de pressão. Nesse momento flutuações randômicas (altos desvios)

apontam para problemas como a presença de bolhas de ar no escoamento. Como medida

corretiva aumenta-se à máxima vazão (≈ 2,4 m3/h) para o interior do anular e novamente

abrem-se os registros do sistema de leitura de pressão. Por cinco minutos mantém-se o

procedimento para então voltar à condição programada.

Estando o sistema na condição desejada de vazão e rotação do eixo interno, faz-se a

coleta dos dados do gradiente de pressão. Estes são amostrados entre intervalos de 15

segundos e anotados numa planilha. Ao final da aquisição afere-se a temperatura de

escoamento. Caso esta apresente variação superior a 2 oC ao valor do início do ensaio,

descartam-se os dados experimentais coletados.

Outro fator de qualificação dos dados experimentais é a relação entre o desvio padrão

e a sua média; os casos onde esta relação for superior a 7 % resultam na invalidação dos

mesmos. Nestes casos, repetem-se as condições testadas em uma nova corrida experimental.

3.3 Unidade virtual

3.3.1 Infraestrutura computacional

Os recursos computacionais disponíveis para a realização das simulações numéricas

foram dois computadores com as seguintes configurações:

• Processador Intel Pentium 4 de 3,2 GHz, com 1024 Mb de memória RAM.

• Processador Intel Pentium 4 de 3,0 GHz, com 512 Mb de memória RAM.

3.3.2 Montagem da malha computacional

Antes da implementação das simulações numéricas, deve-se proceder com o

pré-processamento. Nesta etapa, definem-se as fronteiras do sistema, suas subdivisões, os

tipos de interface e as faces de contorno. Para esta montagem da unidade virtual empregou-se

o software comercial Gambit®, versão 2.0.4.


Inicialmente foi definido o plano de dimensões para a montagem da malha. Optou-se

pelo plano tridimensional em função de fatores como: a maior similaridade com a unidade

experimental, a possibilidade do estudo da evolução do escoamento (comprimento de entrada)

e ainda como um diferencial dos trabalhos encontrados na literatura que abordam em sua

maioria o plano bidimensional.

Outra definição preliminar foi o tipo de configuração de malha a ser empregada.

Embora malhas não estruturadas necessitem de menor esforço de montagem, estas requerem

maiores esforços computacionais durante a simulação numérica. Visando obter situações mais

otimizadas de simulação, optou-se pela configuração de malhas estruturadas.

Uma vez definidas as estratégias, partiu-se para a montagem da malha com a definição

das fronteiras da unidade virtual, que seguem as reais dimensões da unidade experimental

(Seção 3.2.1), conforme detalhes na Figura 3.18.

Figura 3.18: Definição das fronteiras da unidade virtual.

Para o caso excêntrico foi necessário ter o deslocamento de posição pré-calculado,

pois a definição do layout entre os tubos (detalhes ampliados na Figura 3.19) tinha que ser

fornecida nos primeiros comandos da montagem da geometria.

Figura 3.19: Definição do posicionamento entre tubos para e=0,75.


Com o intuito de melhorar a estabilidade da simulação numérica do escoamento, duas

subdivisões de 100 mm foram criadas no corpo principal a partir das extremidades, para

atuarem como regiões de refinamentos de malha. Estas atuariam como regiões de entrada e de

saída de fluxo. A Figura 3.20 apresenta em ampliação uma subdivisão quando aplicado para o

arranjo excêntrico.

Figura 3.20: Subdivisão do corpo principal para a situação excêntrica.

Na sequência, visando uma melhor condição de ortogonalidade; divide-se a seção

anular em quatro quadrantes para início da subdivisão em células. Esta estratégia foi adotada

em função da ausência de simetria no caso do arranjo excêntrico; e também aplicada ao

arranjo concêntrico com o intuito de manter o mesmo procedimento para ambos os casos.

Uma vez definidos os quatro quadrantes, procede-se com a divisão empregando a estratégia

de divisão por intervalos ao invés da divisão por dimensão fixa. Embora as duas estratégias

sejam bastante similares, quando aplicadas ao caso excêntrico, a divisão por intervalos mostra

maior capacidade para dividir com o mesmo número de malhas, seções de dimensões

distintas. As Figuras 3.21 e 3.22 apresentam a divisão da seção circular em 60 intervalos com

15 subdivisões internas no espaço anular, fornecendo com esta configuração 900 células por

face.

Figura 3.21: Malha da seção anular divida em quatro quadrantes para e=0,0.


Figura 3.22: Malha da seção anular divida em quatro quadrantes para e=0,75.

Com base na estrutura de divisão criada para a seção anular estende-se a divisão para

as periferias dos tubos externo e interno. Para manter um fator de proporcionalidade, as

divisões do tubo externo devem ser as mesmas para o tubo interno. Neste ponto, procede-se

com o refinamento das regiões apresentadas na Figura 3.20 (agora com o caso concêntrico).

Empregando a ferramenta de “camada limite”, pode-se criar uma seção de dimensões axiais

crescentes. A Figura 3.23 apresenta a “camada limite” criada com 18 intervalos para atingir a

dimensão máxima de 0,02 metros.

Figura 3.23: Refinamento de malha empregando a ferramenta de camada limite para e=0,0.

Na sequência fez-se a divisão do restante da periferia empregando intervalos fixos de

0,02 metros. A Figura 3.24 apresenta o resultado da malha das faces dos tubos externo e

interno.


Figura 3.24: Malha dos tubos externo e interno.

Uma vez concluída as divisões das malhas das “faces” do sistema, procede-se com o

fechamento da malha em um volume empregando células hexaédricas, com a estratégia de

mapeamento, perfazendo um total de 92700 células, tanto para o caso concêntrico quanto para

o caso excêntrico. Encerrando a etapa de pré-processamento, definem-se as “faces de

contorno”, isto é, quais faces correspondem à entrada, saída, paredes e interior.

3.3.3 Metodologia para as simulações numéricas

O procedimento para a simulação numérica foi implementado com as configurações

dos computadores descritos anteriormente e empregando um software comercial de CFD, o

Fluent® versão 6.2.16.

Como ponto de partida, carrega-se o pré-processamento descrito anteriormente,

iniciando com a configuração de modelos. Neste estudo foram definidas as seguintes

condições: regime estacionário tridimensional, laminar e com estratégia de resolução

segregada.

Na sequência definem-se as propriedades físicas do fluido, como sua densidade e

viscosidade ou parâmetros do modelo reológico de Herschel-Bulkley para os casos

não-Newtonianos.

Em outra etapa subseqüente, as condições de contorno são computadas, com por

exemplo: a velocidade de entrada, a pressão na saída, a posição do centro do eixo de rotação e

a definição da condição de movimento de rotação do tubo interno.

Na matéria referente aos esquemas de interpolação da pressão, adotou-se a rotina

PRESTO!. Enquanto para o acoplamento entre velocidade e pressão o algoritmo SIMPLEC


foi empregado. Como estratégia de discretização da equação do movimento empregou-se a

rotina QUICK pela sua performance em malhas hexaédricas.

Em seguida, definem-se os critérios de convergência para os resíduos da equação da

continuidade e as componentes da equação do movimento. Neste estudo, com base em

parâmetros da literatura (FLUENT, 2005), adotou-se o valor de 0,0001 para todos os

parâmetros.

Finalmente, a inicialização da simulação foi definida a partir da face de entrada do

anular, selecionando a condição de velocidade de entrada como ponto de partida. Uma vez

concluído este procedimento, acompanha-se a evolução da simulação pelo gráfico de resíduos

até sua convergência.

Uma particularidade para as situações de elevadas rotações, é o processo de simulação

implementado em etapas. Nesta estratégia inicia-se a simulação numérica a partir da condição

de escoamento sem rotação do eixo interno, obtido os resultados pela convergência da

simulação (análise dos resíduos), prossegue-se aumentando a rotação paulatinamente. Desta

forma o resultado obtido é aplicado como condição inicial para o próximo incremento de

rotação. Assim pode-se otimizar o processo de simulação com menor esforço computacional e

com a consequente redução do tempo de simulação.

3.4 Planejamento de experimentos

A etapa de planejamento de experimentos não houve a tentativa de se representar, em

escala reduzida (scale-down), o fenômeno de escoamento anular como é proposto por alguns

autores na literatura (como por exemplo FARIA, 1995). O objetivo foi criar situações para

gerar significativos gradientes de pressão pela ação de variações na rotação do eixo interno

(0 a 600 RPM), na vazão de escoamento (0,2 a 2,2 m3/h), ou na viscosidade/reologia do fluido

(200 a 3600 mPa.s).

Embora seja uma variável de destaque nas operações reais de perfuração (controle

fluidos de formação), a pressão de bombeamento neste estudo foi estabelecida pouco acima

da ambiente. Isto devido ao fato de que as fronteiras do sistema são rígidas e não há

contra-fluxo de outros fluidos. Outra justificativa foi em função da escolha do material do

tubo externo (acrílico cristal); motivado pelo interesse na visualização do escoamento, mas

restringindo o uso de pressões mais elevadas (acima de 2,0 kg/cm2).

Os extremos do planejamento foram definidos balizados pelas capacidades máximas

dos equipamentos de bombeamento e de rotação do eixo interno, isto é, 2,5 m3/h e 600 RPM.


A definição da geometria, para este estudo, apresentou um deslocamento máximo do tubo

interno em relação ao externo correspondente a uma excentricidade de 0,75.

Embora o motor de acionamento do eixo interno provesse rotações maiores, a vibração

causada no sistema foi um critério para limitação do nível de rotação.

Para os fluidos de trabalho foram preparadas cinco concentrações com base em

resultados obtidos em testes preliminares. Na escolha destas concentrações, buscaram-se

situações em que a reologia das suspensões fornecessem elevados gradientes de viscosidade.

Portanto para o planejamento, a faixa de concentração de goma xantana foi estipulada de 0,25

a 0,55 %.

Dado a ampla faixa de possíveis situações experimentais pela combinação entre as

variáveis investigadas, buscou-se a otimização dos ensaios experimentais implementando um

planejamento de experimentos do tipo composto central. Seguindo a estratégia descrita

anteriormente (Seção 2.7), montou-se um planejamento com 17 condições experimentais,

sendo destas três ensaios para avaliação da reprodutibilidade no ponto central. As variáveis

independentes investigadas foram: a vazão de escoamento, a rotação do eixo interno e a

concentração polimérica. Para a codificação dos níveis de cada variável, empregou-se a

Equação (3.1). Para a escolha do nível extremo de cada variável ‘a’, adotou-se a condição de

ortogonalidade no planejamento, sendo assim o valor encontrado foi de a=1,673. Os níveis

nominais e codificados, para cada variável são apresentados na Tabela 3.1.

3 3

1 3

2

3

( / ) 1, 2 /0,6 /

( ) 300180

(%) 0,4 %0,09 %

P

Q m h m hXm h

W RPM RPMXRPM

CX

−=

−=

−=

(3.1)

A posição relativa do eixo interno em relação ao tubo externo também foi objeto de

estudo. Aplicou-se o planejamento proposto para duas configurações experimentais, uma com

arranjo concêntrico (e=0,00) e outra para a configuração excêntrica (e=0,75), tendo como

resposta a ser avaliada a queda de pressão.

Com a proposta da faixa e dos níveis das variáveis, pôde-se estimar algumas

informações sobre as condições de escoamento a serem investigadas, como por exemplo: a

velocidade anular média ‘U’, a relação entre as velocidades tangencial e axial ‘E’, a taxa de

deformação ‘γ ’, e ainda os adimensionais: número de Reynolds generalizado ‘ReG’ e o

número de Taylor ‘Ta’.


Pôde-se então verificar que devido à relação entre as velocidades tangencial e axial,

em alguns casos, há uma predominância do escoamento de Couette (E=24,65), podendo

prevalecer o perfil tangencial de escoamento. Em outros, há a predominância do outro

extremo, a condição do escoamento de Poiseuille (E=0,0), prevalecendo o perfil axial de

escoamento. Contundo, na maioria dos casos, há a contribuição dos dois tipos de escoamento.

Outro ponto observado é o baixo valor de taxa de deformação para as condições de

escoamento propostas. Ressalta-se ainda, em função desta informação, os baixos valores

obtidos para o número de Reynolds generalizado (2,35<ReG<45,44), caracterizando o regime

de escoamento laminar.

Em relação ao adimensional de Taylor, com valor máximo em torno de 11000,

pode-se apontar a inexistência de turbulência, na qual poderiam estar presentes a deformação

toroidal de escoamento e os vórtices de Taylor (CHHABRA, 1999).

Tabela 3.1: Valores nominais e codificados para as variáveis do planejamento e propriedades

do escoamento.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões 106

CAPÍTULO 4

RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste capítulo, encontram-se os resultados obtidos tanto nas determinações

experimentais quanto nas simulações numéricas, reportando ainda discussões sobre o efeito

do comprimento de entrada para a condição de escoamento plenamente estabelecido, os

principais efeitos das variáveis investigadas sobre a queda de pressão e ainda a influência da

rotação do eixo interno na transição de regime de escoamento.

4.1 Propriedades físicas dos fluidos Newtonianos e não-Newtonianos

4.1.1 Densidade e viscosidade das soluções de glicerina hidratada

As soluções de glicerina empregadas como fluido de trabalho com características

Newtonianas e tiveram suas viscosidades quantificadas em um viscosímetro do tipo

cone-prato. Este reômetro foi acoplado a um banho termostatizado previamente calibrado,

visando assegurar uma melhor precisão na reconstituição da temperatura do dia de trabalho

experimental.

As densidades das soluções de glicerina foram determinadas pela técnica

picnométrica. Encontram-se resumidamente na Tabela 4.1, os valores das propriedades físicas

para as soluções de glicerina.

Tabela 4.1: Viscosidade e densidade das soluções de glicerina.

Temperatura (oC) Viscosidade (mPa.s) Densidade (kg/m3)

Solução 1 21,8 112,7 1197

Solução 1 23,0 102,5 1197

Solução 1 25,3 78,2 1197

Solução 2 24,1 63,9 1181

Solução 2 26,0 55,6 1181

4.1.2 Densidade e reogramas das suspensões de goma xantana

Para a quantificação das propriedades reológicas, a temperatura de referência foi

ajustada em 24 oC, em função desta ser a temperatura média (23 a 25 oC) registrada durante as

determinações experimentais. A Figura 4.1 apresenta os reogramas das suspensões de goma

xantana empregadas nos ensaios experimentais.


Figura 4.1: Reogramas das suspensões de goma xantana.

A densidade para as suspensões poliméricas, a partir de ensaios preliminares, pode ser

considerada como o mesmo valor da densidade da água (999 kg/m3). As concentrações de

polímero foram baixas (menores que 0,55 %) o suficiente para não promover variação

significativa no valor da densidade da água.

4.1.3 Efeito da temperatura

Durante os testes preliminares, a temperatura mostrou relevância em função de seu

efeito sobre as propriedades reológicas dos fluidos de trabalho. Para as soluções de glicerina,

pequenas variações de temperatura (1 a 2 oC) promoviam desvios de até 6,9 % no valor médio

da viscosidade dinâmica.

Para as suspensões de goma xantana, constatou-se uma influência mais branda; para

variações em uma faixa de 20 a 32 oC, observou-se um desvio médio na viscosidade efetiva

de 9,5 % para suspensões diluídas e de 7,3 % para as suspensões mais concentradas.

Estes desvios justificam o monitoramento da temperatura durante a realização dos

ensaios, sendo esta empregada como critério de validação de um resultado experimental.

4.1.4 Efeito da faixa de taxa de deformação

Na literatura, é frequente encontrar a representação reológica de fluidos

não-Newtonianos em amplas faixas de taxa de deformação, como por exemplo: NOURI et al.

(1993) com faixas de 140 a 12000 s-1e ESCUDIER et al. (2002) com faixas de 0,5 a 1000 s-1,

entre outros autores.


Analisando o planejamento de experimentos proposto no Capítulo 3, os valores das

taxas de deformação estimados em função de suas variáveis e na proposta de LOCKET

(1992), segundo a Equação (2.39), mostraram modestos valores para a taxa de deformação

quando aplicadas às condições propostas. Em termos médios de taxa de deformação

encontrou-se um valor de 15,0 s-1; sendo a condição máxima de taxa de deformação foi de

30,0 s-1.

Esta diferença entre as ordens de grandeza de taxas de deformação pode embutir um

considerável desvio ao se estimar os parâmetros de um modelo reológico (empírico) visando à

aplicação em simulações numéricas.

A Figura 4.2 apresenta os dados de um reograma para uma mesma suspensão de goma

xantana, 0,55 % de concentração, conduzida em duas faixas de taxa de deformação.

Figura 4.2: Dados reológicos da suspensão de goma xantana a 0,55 %.

Visualmente, constata-se uma continuidade entre as faixas de pontos obtidos tanto em

baixas quanto em altas taxas de deformação. Embora os valores de ajuste das regressões

encontrados para os dois casos sejam satisfatórios (r2>0,99), os valores dos parâmetros do

modelo power-law (escolha preliminar) apresentam diferenças significativas, conforme

mostram as Equações (4.1) e (4.2).

Para a faixa de taxa de deformação 1,9 a 69,1 s-1 com ajuste (r2) de 0,999.

(4.1) ( )(1 0,2099)5801,3Eµ γ −=

Para a faixa de taxa de deformação 3,8 a 925,4 s-1 com ajuste (r2) de 0,998.

(4.2) ( )(1 0,2516)5493,5Eµ γ −=


Empregando-se a Equação (4.2) na predição de valores de viscosidade na faixa de taxa

de deformação 1,9 a 69,1 s-1, constatam-se desvios de até 12,3 % quando comparados com os

resultados medidos na região de baixa taxa de deformação, sendo que o desvio médio

calculado foi da ordem de 9,1 %. Observa-se que este efeito é proporcional ao caráter

pseudoplástico; e para este estudo, mais pronunciado quanto maior for a concentração da

suspensão de goma xantana.

Esta possível fonte de erro pode ser uma das justificativas para os desvios entre

resultados obtidos experimentalmente em unidades piloto e aqueles oriundos de simulação

numérica (McCANN et al.; 1995 e RAVI e HEMPHILL ; 2005).

No desenvolvimento deste trabalho, as propriedades reológicas das suspensões de

goma xantana foram então quantificadas na faixa de aplicação do planejamento de

experimentos para taxas de deformação entre 1,9 e 69,1 s-1.

4.1.5 Escolha do modelo reológico

Na tentativa de reproduzir os comportamentos reológicos quantificados pelo

viscosímetro, pode-se ajustar os dados com os principais modelos para fluidos

não-Newtonianos, como por exemplo: power-law (Equação 2.5), Cross (Equação 2.7) e

Herschel-Bulkley (Equação 2.14).

Uma vez testados, estes três modelos ajustaram bem os dados reológicos, mostrando

coeficientes de correlação quadrática ‘r2’ superiores a 0,98. Analisando o gráfico de resíduos

como critério de seleção, verificou-se que nenhum dos modelos apresentou uma distribuição

aleatória. Nesta situação, a escolha natural seria então o modelo de power-law, em função de

sua simplicidade e ampla aplicação. Contudo, duas suspensões, as de maior concentração

(0,49 % e 0,55 %), apresentaram valores de tensão inicial. Mesmo estas apresentando

modestos valores quando comparado às tensões residuais de fluidos de perfuração, decidiu-se

por não negligenciar seus valores. Neste sentido, a escolha do modelo reológico a ser adotado

recaiu sobre a proposta de Herschel-Bulkley.

Empregando o ajuste pela equação da viscosidade a quatro parâmetros, Equação

(2.14), todas as curvas reológicas (em toda faixa de concentração) mostraram coeficientes de

correlação superiores a 99 %. A Tabela 4.2 apresenta os valores dos parâmetros do modelo de

Herschel-Bulkley obtidos por regressão não-linear (Statistica versão 6) a partir dos dados

reológicos levantados pelo viscosímetro Brookfield® na faixa de taxa de deformação de 1,9 a

69,1 s-1 e na temperatura de referência de 25 oC.


Tabela 4.2: Parâmetros reológicos do modelo de Herschel-Bulkley.

Parâmetros Concentração em peso de goma xantana (%)

do modelo 0,25 0,31 0,40 0,49 0,55

m 1,5889 1,6853 2,8227 7,7121 10,1939

n 0,2765 0,2699 0,2127 0,1305 0,1310

τ0 0,6184 1,1394 2,3538 3,8422 5,7000

µ0 0,6970 0,9787 1,6386 2,6271 3,4834

4.1.6 Efeito do tempo na qualidade das suspensões

Durante a montagem da metodologia de preparo das suspensões poliméricas,

constatou-se a alta capacidade higroscópica da goma xantana, apontando a necessidade de

alguns cuidados no seu armazenamento. Além deste aspecto observou-se a ação de

microorganismos que atuam na decomposição das suspensões. Como ação paliativa, a adição

de solução de formol se mostrou eficiente até um prazo de aproximadamente 22 dias, sendo

que após este período, constatou-se o escurecimento da suspensão e o aparecimento de

manchas e bolores com apreciável modificação no comportamento reológico. A Figura 4.3

apresenta o início da decomposição de uma suspensão de goma xantana a 0,55 % (com

formol) após 22 dias de armazenamento.

Figura 4.3: Início da decomposição da suspensão de goma xantana a 0,55 %.


4.2 Testes preliminares de simulação numérica

Os resultados obtidos nesta parte do estudo serviram tanto para avaliações qualitativas

que influenciaram na decisão do layout da montagem da unidade experimental, quanto

quantitativas no que diz respeito à verificação da técnica de fluidodinâmica computacional

frente a alguns resultados disponíveis na literatura.

4.2.1 Tipo da alimentação do fluido

Uma das contribuições da fluidodinâmica computacional foi a determinação, mesmo

qualitativa, da forma de distribuição do fluxo ao longo do anular. Embora alguns trabalhos da

literatura apresentem o esquema das unidades experimentais, a maioria não fornece maiores

detalhes. Foram consideradas três configurações: tangencial, ortogonal e axial (clássica).

Estes arranjos foram concebidos buscando a melhor combinação para a montagem

experimental entre a distribuição de fluxo e sustentação do cilindro interno.

Para o caso da alimentação tangencial, como já esperado, os resultados mostraram a

influência deste tipo de alimentação nos perfis de velocidade tangencial do escoamento do

fluido; aspecto indesejável por concorrer com a influência da rotação do cilindro interno sobre

o escoamento.

A configuração de alimentação ortogonal, conforme detalhes da Figura 4.4, também

apresentou alteração nos perfis de velocidade tangencial do escoamento, em menor escala

quando comparada à alimentação tangencial, contudo seus efeitos não poderiam ser

negligenciados. Um outro fator de exclusão deste arranjo de distribuição foi a presença de

regiões de recirculação de fluido logo na entrada do anular; gerando perturbação no início do

escoamento e dificuldades de convergência das simulações numéricas.

Figura 4.4: Arranjo de alimentação ortogonal do anular.


A distribuição axial mostrou ser a que menos influenciava o perfil de velocidade

tangencial. Os resultados de pressão e velocidade para os três arranjos não foram planificados

em função de que estes serviram apenas como base para a proposta de montagem da unidade

piloto.

4.2.2 Comparação dos resultados da literatura

Com o intuito de verificar a estratégia numérica adotada neste estudo, um conjunto de

simulações foi realizado com base no trabalho de ESCUDIER et al. (2002), no qual os autores

realizaram determinações experimentais dos perfis de velocidade axial e tangencial,

empregando a anemometria a laser (Laser - Doppler). Embora as informações sobre os perfis

de velocidade sejam bastante detalhadas, pouco se comenta em relação às perdas de carga

influenciadas por suas principais variáveis. A Tabela 4.3 apresenta duas condições estudadas

experimentalmente por ESCUDIER et al. (2002) e que foram reproduzidas neste trabalho

pelas simulações numéricas.

Tabela 4.3: Condições de simulação para verificação.

ExcentricidadeU

(m/s) w

(rad/s) Viscosidade

0,00 0,203 5,24 Fluido 1

0,80 0,268 5,35 Fluido 2

4.2.2.1 Geometria anular e a malha computacional

A malha computacional foi montada reproduzindo as dimensões da unidade

experimental de ESCUDIER et al. (2002), representado pelo arranjo de dois tubos (raios de

100 mm externo e 50 mm interno, ambos com 6,0 m de comprimento). A geometria anular,

formada pelo espaço entre os dois tubos, foi configurada em dois arranjos, um com tubos

concêntricos e outro com o deslocamento do tubo interno fornecendo um arranjo excêntrico

(e=0,80).

A malha foi montada seguindo a metodologia descrita no Capítulo 3. Para a situação

concêntrica, a malha possui um total de 57000 células, enquanto que para o caso excêntrico a

malha possui 68400 células. O fato deste último ter um maior número de células deve-se ao

maior refinamento na região de menor espaço anular. As malhas foram montadas a partir do

código comercial Gambit® versão 2.0.4, empregando apenas células hexaédricas, conferindo

ao conjunto a condição de malha estruturada.


4.2.2.2 Modelagem do escoamento

De forma análoga, o equacionamento e a modelagem do fenômeno seguiu os mesmos

princípios descritos no Capítulo 3 para fluidos de comportamento não-Newtoniano. Uma

particularidade, apresentada pelos autores, é em relação ao modelo de representação

reológica, que seguiu uma equação com base no modelo modificado de Cross; segundo a

Equação (4.3).

( )

01-1

E n

µµλγ

=+

(4.3)

Sendo que os valores dos parâmetros reológicos empregados nas simulações, foram

estimados a partir dos resultados de ESCUDIER et al. (2002) e encontram-se na Tabela 4.4.

Tabela 4.4: Parâmetros reológicos do modelo de Cross.

Parâmetros de Cross Fluido 1 Fluido 2

µ0 0,1775 0,1834

λ 2,5684 0,4737

n 0,5485 0,4852

Foram ainda admitidas as seguintes hipóteses simplificadoras: o escoamento

isotérmico, laminar, permanente e incompressível e de um fluido com a viscosidade efetiva

‘µE’ dependente apenas da segunda variante do tensor taxa de deformação.

4.2.2.3 Parâmetros adimensionais

Para facilitar a comparação com os casos reproduzidos, algumas informações são

reportadas com base em parâmetros adimensionais, como: velocidade axial, velocidade

tangencial e espaço anular.

Velocidade adimensional axial ‘Ua’: razão entre a velocidade axial local e a

velocidade de entrada ‘ventrada’.

z

entrada

vUav

= (4.4)

Velocidade adimensional tangencial ‘Va’: relação entre a velocidade tangencial local

pelo produto da velocidade angular ‘w’ e o raio do eixo interno ‘Rint’.


int

vVa

wRφ= (4.5)

Espaço anular adimensional ‘Ga’ indicando o posicionamento radial em relação ao

espaço anular ‘G’.

distância radial do tubo externo ao eixo internoespaço anular

Ga = (4.6)

4.2.2.4 Parâmetros da simulação numérica

Para calcular as componentes da velocidade, as equações governantes foram

integradas em cada célula da malha computacional sobre o domínio e então discretizadas

seguindo a abordagem dos volumes finitos. Então estas foram linearizadas para serem

resolvidas numericamente. Os cálculos foram realizados usando o esquema de discretização

da pressão seguindo a rotina PRESTO, sendo que para o acoplamento de pressão-velocidade

foi empregado neste trabalho o algoritmo SIMPLEC e para a interpolação da quantidade do

movimento a rotina QUICK, pela sua melhor adaptação Às malhas hexaédricas. O código

comercial empregado para a simulação da estratégia descrita foi o Fluent® versão 6.2.16.

Como referência o eixo de coordenadas, foi fixado na origem do tubo interno tanto

para o arranjo concêntrico quanto para o excêntrico.

4.2.2.5 Resultados preliminares

Os resultados obtidos nas simulações mostraram boa concordância com aqueles

reportados na literatura. No caso do arranjo excêntrico com menor espaço anular, observou-se

a região de estagnação de escoamento axial apresentada por MARTINS et al. (1999). Os

perfis de velocidade simulados ajustaram satisfatoriamente com aqueles obtidos por


Determinação dos contornos e perfis de velocidade

Com as configurações entre os dois tubos, avaliou-se o escoamento laminar helicoidal

de fluidos não-Newtonianos nas situações descritas anteriormente (Tabela 4.3). As

Figuras 4.5 e 4.6 apresentam resultados típicos de velocidade adimensional axial do

escoamento plenamente estabelecido através de anular concêntrico e excêntrico,

respectivamente.


Figura 4.5: Velocidade axial adimensional na seção concêntrica.

Figura 4.6: Velocidade axial adimensional na seção excêntrica.

Contudo os resultados são usualmente apresentados em de gráficos cartesianos, nos

quais o eixo das abscissas do sistema é utilizado como referência. As Figuras 4.7, 4.8 e 4.9

apresentam os resultados para o caso concêntrico e excêntrico. Os perfis adimensionais axial

‘Ua’ e tangencial ‘Va’ estão plotados em função do espaço anular adimensional ‘Ga’. Cabe

ressaltar que para o caso concêntrico, em função de seu plano de simetria, o espaço anular

entre os tubos é o mesmo para qualquer posição; contudo para o caso excêntrico tem-se nas

figuras a representação de dois espaços anulares, definidos como: ‘(G)maior’ e ‘(G)menor’.


Figura 4.7: Perfis adimensionais de velocidade axial e tangencial para e=0,00.

Figura 4.8: Perfis adimensionais de velocidade axial para e=0,80.

Figura 4.9: Perfis adimensionais de velocidade tangencial para e=0,80.


A boa concordância entre os resultados simulados e aqueles obtidos por Escudier,

fundamentou os elementos empregados nas simulações, principalmente a estratégia de

montagem da malha e os algoritmos empregados na estratégia de simulação segregada;

ressaltando a rotina para acoplamento entre velocidade e pressão.

4.2.3 Avaliação das principais variáveis sobre a queda de pressão

Com o intuito de explorar qualitativamente os efeitos da vazão, da rotação do cilindro

interno e da reologia sobre a queda de pressão, outras 34 condições foram simuladas

numericamente. Este estudo foi referenciado na proposta de ESCUDIER et al. (2002) visando

apenas um melhor entendimento do escoamento anular sobre a influência de suas principais

variáveis. A Tabela 4.5 resume as condições empregadas nas simulações.

Tabela 4.5: Condições empregadas nas simulações numéricas.

e (-) U (m/s) w (rad/s) Viscosidade ReG (-)

0,203

0,406 0,00

0,609

0,0; 2,56 e 5,24 Fluidos 1 e 2

0,203

0,406 0,80

0,609

0,0; 2,56 e 5,24 Fluidos 1 e 2

219 a

1577

Para os casos de escoamento em arranjo excêntrico, com o Fluido 2 e com velocidade

de alimentação de 0,203 m/s; tiveram os resultados com rotação do eixo interno

desconsiderados. Durante a simulação, estes casos apresentaram instabilidade numérica

identificada pela análise dos resíduos, principalmente para a componente da equação da

continuidade.

Embora apenas duas condições num universo de 34 apresentaram problemas de

convergência, estas foram indício suficiente para a verificação da estratégia numérica de todo

o conjunto de dados. Não se constatou nenhum ponto de divergência entre os dois casos

problemáticos com as demais situações testadas. Efetivamente, a estratégia foi a mesma para

todos os casos, modificando apenas as condições de contorno (U, w e parâmetros reológicos).

Neste sentido não se ateve a estas particularidades nesse momento, decidindo-se aguardar os

resultados experimentais para se obter mais elementos para compor uma discussão mais

abrangente sobre o fenômeno.


O estudo, via simulação numérica, do escoamento anular foi realizado sobre as

determinações de queda de pressão obtidas ao longo do eixo axial. Com uma análise prévia

das equações de conservação, já se esperava que a vazão (velocidade anular axial) fosse uma

das variáveis com maior impacto sobre a queda de pressão e este efeito se confirmou para

todas as condições testadas. Juntamente com o efeito da vazão, estão representados o efeito da

rotação do eixo interno nas Figuras 4.10 (e=0,0) e 4.11 (e=0,8), ambos para Fluido 1; e de

forma análoga para o Fluido 2, nas Figuras 4.12 (e=0,0) e 4.13 (e=0,8).


arranjo concêntrico.




Para todos os casos simulados, o nível de rotação de 2,56 rad/s sempre se mostrou

numa posição intermediária entre os casos sem rotação e com rotação de 5,24 rad/s e nos

gráficos sua representação foi subtraída para facilitar a visualização dos mesmos.





Analisando as Figuras 4.10, 4.11, 4.12 e 4.13, observa-se uma inversão de tendência

com o aumento da queda de pressão pelo efeito do incremento na rotação do eixo interno para

o arranjo excêntrico. Este fato aponta para a necessidade de uma discussão mais aprofundada


com base em informações do campo de escoamento, com por exemplo, o comprimento de

entrada.

A simulação numérica em três dimensões permitiu observar o efeito do comprimento

de entrada ‘CE’ sobre o escoamento anular. Sendo esta, a distância necessária para que o

fluido alcance a situação de escoamento totalmente estabelecido. A partir dos resultados de

simulação, observou-se que o comprimento de entrada se mostrou mais pronunciado no caso

excêntrico sendo mais sensível à ação da viscosidade do fluido (quanto menor sua

consistência maior o ‘CE’) e da vazão (quanto maior a velocidade na seção anular, maior o

‘CE’). O conhecimento deste efeito revela um importante parâmetro para a estimativa do

tamanho (comprimento) de unidades piloto/experimentais em função dos regimes de

escoamento a serem investigados.

A Figura 4.14 apresenta um resultado numérico típico da evolução do perfil de

velocidade axial na posição central do anular para o caso concêntrico. O caso representado

corresponde ao Fluido 1 com uma velocidade média no anular de 0,406 m/s na ausência de

rotação.

Figura 4.14: Comprimento de entrada para o escoamento do Fluido 1, nas condições de

arranjo concêntrico, U=0,406 m/s e ausência de rotação.

Um aspecto relevante, mostra o efeito combinado da excentricidade e rotação do eixo

interno em vazões maiores, exercendo uma forte alteração no comportamento da condição de

escoamento plenamente estabelecido. A Figura 4.15 mostra a simulação numérica em duas

condições de escoamento para o Fluido 1 com velocidade de alimentação de 0,609 m/s para

dois casos: o arranjo concêntrico sem rotação e a configuração excêntrica (e=0,8) com rotação

de 5,24 rad/s.


Figura 4.15: Comprimento de entrada em função da rotação e excentricidade.

Esta situação de escoamento atípica foi constatada apenas para os casos com altos

fluxos no anular. Embora os resultados tenham caráter qualitativo nesta etapa do trabalho, esta

constatação revela um aspecto importante a ser observado na obtenção dos dados

experimentais. Este tipo de alteração no comprimento de entrada pode invalidar a condição

experimental testada e se caso desconsiderada, conduzir a resultados sobreestimados sem

concordância como o fenômeno físico.

Mesmo assim, pode-se avaliar para os casos concêntricos, o efeito da rotação sobre a

redução da perda de carga: quanto menor for a vazão de fluido mais pronunciada será este

efeito; e à medida em que se aumenta a vazão, a intensidade do efeito sobre a queda de

pressão tende a diminuir até quase ser desprezível. Fatos estes concordantes com algumas

informações reportadas na literatura, onde autores como McCANN et al. (1995) constatam

este efeito para o escoamento laminar concêntrico, observando o efeito inverso para o regime

turbulento, isto é, o incremento de rotação do eixo interno acarreta um aumento da perda de

carga.

Para as simulações dos casos excêntricos há algumas peculiaridades que merecem

destaque. Enquanto o escoamento não está totalmente estabelecido constatam-se duas

situações: o incremento da rotação reduz a queda de pressão no início do escoamento. Na

sequência, à medida que o fluido avança o inverso ocorre, um incremento da rotação do eixo

interno provoca um aumento da perda de carga; passando a ser mais pronunciado quando

maior for a vazão (o contrário do observado para os casos concêntricos).

O efeito da excentricidade mostrou em todos os casos uma redução na perda de carga

quando comparadas àquelas obtidas nas mesmas condições do escoamento concêntrico. Já a

viscosidade do líquido mostrou que pode ter relevância da mesma magnitude que a vazão


sobre a queda de pressão. Estes casos simulados numericamente mostraram que para o fluido

mais viscoso (Fluido 2), as perdas de carga foram superiores quando comparadas àquelas

obtidas com o Fluido 1 nas mesmas condições de escoamento.

4.3 Ensaios preliminares: ajustes na unidade experimental

Na etapa de ensaios preliminares, após uma primeira avaliação do escoamento anular

pelo uso de técnicas de CFD, ferramentas estas que contribuíram com informações relevantes

para a montagem da unidade piloto; realizou-se um conjunto de testes visando atestar

experimentalmente o comportamento do fluxo anular. Os testes foram desenvolvidos com

fluidos Newtonianos (soluções de glicerina) e serviram não só para o desenvolvimento de

uma metodologia experimental segura, mas também para apontar os ajustes necessários no

aparato experimental.

A expectativa de trabalhar com fluido Newtoniano nesta etapa justifica-se pela

estabilidade da viscosidade dinâmica independente da taxa de deformação aplicada ao

escoamento. Neste sentido, buscou-se avaliar as condições de reprodutibilidade. Contudo,

muito dos resultados sobre as perdas hidrodinâmicas não foram planificados. A execução dos

experimentos usualmente não apresentava uma tendência definida e revelavam consideráveis

desvios, mesmo em situações de teste de reprodutibilidade. Estas informações, como os testes

com a solução 2 de glicerina hidratada, serviram apenas como um caráter qualitativo para o

desenvolvimento do sentimento físico do fenômeno.

Visando contornar estas dificuldades experimentais, alguns ajustes na montagem

experimental foram realizados, como por exemplo: ajuste da mangueira de retorno, válvulas

de esgotamento da linha de medição e monitoramento da temperatura de escoamento.

Como a unidade foi concebida para operação em circuito fechado, a posição do

retorno de fluido ao tanque revelou ser um fator de instabilidade. A posição do retorno acima

do nível de fluido no tanque, permitia que o fluxo gerasse um elevado número de bolhas.

Estas ao serem bombeadas junto com a solução aquosa de glicerina causavam alterações nas

propriedades físicas. Percebia-se a mudança nas condições de escoamento pelo aumento na

flutuação de pressão para condições operacionais constantes (vazão e rotação). Alterando o

suporte e aumentando o comprimento da mangueira de retorno, foi possível reduzir

drasticamente a geração de bolhas no sistema.

Outro aspecto associado ao circuito fechado, foi o gradual aumento da temperatura de

escoamento com o uso prolongado do sistema de bombeamento. O atrito causado pelo

deslocamento positivo do fluido nas partes internas da unidade piloto resulta em um


incremento de sua temperatura. Testes experimentais com duração maior que quarenta

minutos chegaram a causar variações de até 6 oC. Em situações operacionais constantes, à

medida que a temperatura do fluido circulante aumentava, a queda de pressão no anular

decrescia. Neste sentido, o tempo de ensaio experimental foi estipulado entre 15 e 20 minutos

e foi incorporado à unidade um bocal para um termômetro, visando a medição em tempo real

da temperatura de escoamento. Como critério de validação de um teste experimental, a

variação de temperatura não poderia ser superior a 2 oC.

Uma vez ajustada a unidade piloto alguns ensaios foram conduzidos com a solução de

glicerina (solução 1). Resultados dos testes para avaliar a influência da vazão e da rotação do

eixo interno para o caso concêntrico podem ser observados na Figura 4.16. Estes resultados

mostram a pouca influência da rotação na queda de pressão. Os valores médios mostram

redução na ordem 5,1 % para um incremento de 593 RPM.

Figura 4.16: Perda de carga em função da vazão e rotação para solução de glicerina (e=0,0).

Algumas simulações numéricas foram implementadas para o caso concêntrico sem

influência do movimento do eixo interno e revelaram um desvio médio, entre os dados

experimentais e simulados, de 14,4 % para a faixa de vazão estudada (0,37 a 2,56 m3/h). Já os

testes de reprodutibilidade implementados mostraram desvios inferiores a 5,0 %,

comprovando a operacionalidade de unidade experimental.

4.4 Resultados experimentais

As determinações experimentais seguiram o planejamento proposto no Capítulo 3. Os

ensaios foram realizados em sua maioria na parte da manhã, buscando temperaturas amenas


(inferiores a 23 oC). Neste sentido, uma vez ajustada a unidade com os devidos preparativos

iniciais, a condição do fluido de trabalho estaria próximo a 25 oC. Valores acima desta

referência inviabilizavam a condição de leituras e a corrida era abortada até a restauração da

mesma. Foi seguido o procedimento descrito anteriormente para a aquisição dos dados de

queda de pressão, a Tabela 4.6 apresenta as respostas em função das condições operacionais

(nominais e codificadas) dos planejamentos, tanto para o caso concêntrico (e=0,00) quanto

para o caso excêntrico (e=0,75).

Tabela 4.6: Efeitos das variáveis investigadas na resposta da queda de pressão.

4.4.1 Efeito da concentração

Os efeitos da concentração polimérica de goma xantana, associando indiretamente o

comportamento reológico de um fluido não-Newtoniano (Figura 4.1), mostram forte

influência na queda de pressão do escoamento anular. Tomando como exemplo a comparação

entre as corridas 15 e 16, representando os extremos do planejamento, verifica-se um aumento

de 224 % (e=0,00) e de 247 % (e=0,75) na queda de pressão para um incremento de 0,25 %

para 0,55 % na concentração da goma xantana, permanecendo inalteradas (nos níveis centrais)

as demais condições de vazão e rotação.


4.4.2 Efeito da vazão

Seguindo um raciocínio análogo, constata-se pela comparação entre os pontos

extremos do planejamento, o marcante efeito da vazão de escoamento na queda de pressão. A

comparação entre as corridas 11 e 12 revela que um incremento na vazão de 0,2 para 2,2 m3/h

repercutiu na elevação da perda de carga em 149 %, para o caso concêntrico, e em 135 %,

para o caso excêntrico; com as demais condições operacionais mantidas nos níveis centrais.

4.4.3 Efeito da rotação do eixo interno

A análise das corridas 13 e 14 mostra um efeito inverso ao já constatado

anteriormente. O aumento no nível de rotação do eixo interno promove uma redução nas

perdas hidrodinâmicas do escoamento anular. Os valores desta redução foram de 24 %, para o

caso concêntrico, e de 11 % para o caso excêntrico; para um incremento de rotação de 0 a 600

RPM, considerando ainda constantes as demais variáveis. Esta variável foi a que apresentou

uma menor sensibilidade em relação à queda de pressão. Uma análise mais aprofundada da

mesma será realizada posteriormente na interpretação das superfícies de resposta.

4.4.4 Efeito da excentricidade

A quantificação do efeito da posição relativa do eixo interno em relação ao tubo

externo não foi realizada pela comparação entre valores do planejamento de experimentos,

mas entre os dois planejamentos como um todo. Nos casos testados destes planejamentos, a

excentricidade causou um efeito redutor na queda de pressão no anular. A comparação entre

os 34 ensaios analisados para os casos concêntricos (e=0,00) e excêntricos (e=0,75) mostrou

uma redução média de 21,4 %.

4.4.5 Análise da superfície de resposta

A abordagem estatística para o tratamento dos dados dos planejamentos de

experimentos permite uma visão mais abrangente, quantificando não só os efeitos isolados de

cada variável, mas também suas interações.

4.4.5.1 Planejamento de experimentos para o caso concêntrico

Pela regressão múltipla, pôde-se estimar os parâmetros das variáveis codificadas: X1

(vazão), X2 (rotação) e X3 (concentração); e os valores de t de Student obtidos da análise de

variância da regressão para cada parâmetro. Com os valores de t de Student foram realizados

testes de hipóteses, sendo que as variáveis cujos parâmetros relacionados possuem nível de


significância superior a 5 % são consideradas não relevantes e eliminadas da equação

empírica. A significância do modelo foi avaliada utilizando o quadrado do coeficiente de

correlação múltipla e confirmada pela realização de um teste de hipótese com a distribuição

‘F’, bem como pela análise de resíduos. A Tabela 4.7 apresenta os parâmetros significativos e

os níveis de significância de cada variável codificada ajustados com um coeficiente

quadrático de correlação de 0,981.

Tabela 4.7: Parâmetros da regressão múltipla para o arranjo concêntrico.

Com a eliminação dos parâmetros não significativos e suas respectivas variáveis, foi

então encontrada a equação preditiva para a queda de pressão. A Equação (4.7) permite

avaliar os efeitos de cada variável na resposta estudada, determinando assim a intensidade

dessa influência.

1 2 32

2 3 1 3

529,5794 102,1895 66,1773 236,8274

43,9250 27,0424 88,6123

P X X2

X

X X X

∆ = + − +

− − + X (4.7)

Pela análise dos parâmetros, pôde-se observar que a concentração (X3) apresentou

maior significância, seguida da vazão (X1) e da rotação do eixo interno (X2). Destaca-se ainda

o sinal dos parâmetros; quando positivos apontam o caráter de proporcionalidade, isto é,

incrementos na variável resultam no aumento na resposta (queda de pressão). Logicamente, o

sinal negativo para o parâmetro está associado ao comportamento inversamente proporcional.

As Figuras 4.17, 4.18 e 4.19 reportam a interpretação visual dos resultados de

superfície de resposta do planejamento concêntrico, apresentando efeitos não só de suas

variáveis mas também suas interações.


Figura 4.17: Superfície de resposta para vazão e concentração para e=0,00 em X2=0,00.

Pode-se observar a marcante influência da concentração em todos os níveis de vazão,

mostrando um comportamento contínuo para toda a superfície de resposta. Outro ponto de

destaque é a elevada sensibilidade da queda de pressão para incrementos na vazão de

escoamento.

Figura 4.18: Superfície de resposta para vazão e rotação para e=0,00 em X3=0,00.

De forma análoga constata-se os efeitos da rotação para todos os níveis de vazão, na

qual seu incremento acarreta uma redução na resposta da queda de pressão ao longo da

contínua superfície de resposta.


Figura 4.19: Superfície de resposta para rotação e concentração para e=0,00 em X1=0,00.

Analisando a superfície de resposta para os efeitos da rotação e concentração,

percebe-se que a concentração polimérica exerce um papel dominante sobre os efeitos na

queda de pressão. Observa-se também na Figura 4.19, o efeito de interação entre as variáveis

rotação e concentração, definida na Equação (4.7) pelo parâmetro relacionado a X2X3. Esta

interação fica evidenciada ao analisar o efeito da rotação em níveis elevados e reduzidos de

concentração. Para os maiores níveis de concentração, um incremento na rotação diminui a

queda de pressão, enquanto para concentrações mais baixas, observa-se, mesmo em menor

escala, um comportamento inverso.

Análise Canônica

Com a equação ajustada para o caso concêntrico, foi realizada uma análise canônica da

superfície ajustada, conforme detalhado anteriormente (Seção 2.8). As raízes características

obtidas da matriz resultante da Equação (4.7) foram as seguintes: λ1 =-25,93; λ2 =12,44;

λ3 =99,14. Com base nestas raízes, pôde-se compor a expressão canônica, conforme a

Equação (4.8). Observa-se neste resultado, que apenas duas raízes características foram

positivas, não caracterizando portanto, a existência de um ponto de mínimo para a queda de

pressão. Entretanto, a partir desse resultado é possível explorar regiões que otimizem

(minimizem) a resposta.

(4.8) 2 21 2416,93 25,93 12,44 99,14P w w∆ = − + + 3

3w


A constante 416,93 foi obtida a partir do cálculo da resposta no ponto estacionário

‘x0’, que seria a nova origem do eixo de coordenadas na transformação canônica. Para

encontrar as condições ótimas (mínimas) para a resposta, a partir da Equação (4.8), deve-se

fazer com que as variáveis canônicas w2 e w3 sejam nulas. Na sequência, são atribuídos

valores para w1 e calculados a reposta e os respectivos valores de X1, X2 e X3, por meio da

matriz M, Equação (2.106). Seguindo este procedimneto até encontrar valores de w1 que

minimizem a resposta e que esteja dentro da região experimental. Foi elaborada uma rotina

em Maple versão 7, para este procedimento, sendo que as condições ótimas obtidas foram: 0,2

m3/h; 289 RPM e 0,29 %, correspondendo a uma queda de pressão de 126,13 Pa.

Observa-se que este resultado está coerente com a análise das superfícies de resposta,

ou seja, baixos valores de queda de pressão para as duas variáveis (concentração e rotação).

4.4.5.2 Planejamento de experimentos para o caso excêntrico

De forma análoga, apresentam-se os resultados obtidos por regressão múltipla para o

planejamento do arranjo excêntrico. Os dados mostram não só a mesma tendência que o

planejamento concêntrico como fornecem um coeficiente de correlação quadrática de 0,991.

A Tabela 4.8 apresenta os valores dos parâmetros para as variáveis codificadas, os desvios

padrão e os respectivos níveis de significância.

Tabela 4.8: Parâmetros da regressão múltipla para o planejamento do arranjo excêntrico.

Com a eliminação dos parâmetros não significativos e suas respectivas variáveis, foi

então encontrada a equação preditiva para a queda de pressão. A Equação (4.9) permite

avaliar os efeitos de cada variável codificada na resposta estudada, determinando assim a

intensidade dessa influência.

1 2 32

1 3 2 3 1 3

417,4062 82,8663 23,0642 169,7807

15,1417 15,9450 16,2483 52,2993

P X X X2X X X X X

∆ = + − +

+ − − + X (4.9)


As Figuras 4.20, 4.21 e 4.22 reportam os resultados da superfície de resposta do

planejamento do arranjo excêntrico, apresentando efeitos das variáveis. Ressaltando a

concordância não só de tendências entre os planejamentos concêntrico e excêntrico, mas

também em relação à ordem de grandeza e os sinais dos parâmetros estimados.

Figura 4.20: Superfície de resposta para vazão e concentração para e=0,75 em X2=0,00.

De forma análoga ao planejamento concêntrico, pode-se destacar a influência da

concentração em todos os níveis de vazão, mostrando na superfície de resposta um

comportamento marcante para concentrações mais elevadas.

Figura 4.21: Superfície de resposta para vazão e rotação para e=0,75 X3=0,00.


Seguindo esta linha de raciocínio, verifica-se o efeito da rotação para a maioria dos

níveis de vazão, onde seu incremento acarreta uma redução na resposta da queda de pressão

ao longo da superfície de resposta.

Figura 4.22: Superfície de resposta para rotação e concentração para e=0,75 X1=0,00.

Similarmente ao caso concêntrico, constata-se que em altas concentrações de polímero

o incremento da rotação do eixo interno traduz na redução da queda de pressão; ao passo que

em baixas concentrações há a tendência que o aumento da rotação do eixo não reflete na

redução na perda de carga. Deve-se este efeito na superfície de resposta às inter-relações entre

as variáveis X2 e X3, conforme apresentado na Equação (4.9).

Análise Canônica

Analogamente à análise canônica para o caso concêntrico, determinaram-se as raízes

características obtidas da matriz resultante da Equação (4.9) sendo estas: λ1 =-17,21; λ2 =3,31;

λ3 =55,18; e com base nestas raízes, pode-se compor a equação canônica, conforme a

Equação (4.10). Observa-se neste resultado, que similarmente ao arranjo concêntrico apenas

duas raízes características foram positivas, confirmando a não existência de um ponto de

mínimo para a queda de pressão. Entretanto, a partir desse resultado é possível explorar

regiões que minimizem a resposta.

(4.10) 2 21 2302,44 17,21 3,31 55,18P w w∆ = − + + 3

3w


A constante 302,44 foi obtida a partir do cálculo da resposta no ponto estacionário

‘x0’, que seria a nova origem do eixo de coordenadas na transformação canônica.

Para encontrar as condições ótimas (mínimas) para a resposta, a partir da

Equação (4.10), empregou-se a mesma estratégia apresentada anteriormente. As condições

mínimas encontradas dentro da faixa do planejamento de experimentos foram: 0,2 m3/h;

62 RPM e 0,25 %, correspondendo a uma queda de pressão de 134,4 Pa.

Observa-se que este resultado está coerente com a análise das superfícies de resposta,

ou seja, baixos valores de queda de pressão para as duas variáveis (concentração polimérica e

rotação).

4.5 Simulação numérica das condições experimentais

A avaliação via simulação numérica das condições testadas nos planejamentos de

experimentos permitiu reforçar a verificação dos modelos matemáticos adotados e das rotinas

empregadas na estratégia de simulação segregada, principalmente para os algoritmos de

acoplamento pressão-velocidade e as rotinas de discretização.

Com a verificação da resposta em termos da queda de pressão, pretende-se estender a

análise para os elementos do campo de escoamento no anular (flowfield), como o

comprimento de entrada, os perfis axiais de queda de pressão e as informações sobre os

contornos e perfis de velocidade (axial e tangencial).

4.5.1 Avaliação do comprimento de entrada

Durante a etapa de simulações numéricas preliminares (descrita anteriormente na

Seção 4.3), pôde-se constatar a importância do comprimento de entrada para o estudo do

desenvolvimento do escoamento laminar. Da literatura, autores como CHEBBI (2002), já

apontavam para as diferenças desta variável entre fluidos Newtonianos e não-Newtonianos.

Pode-se constatar, com auxílio da técnica de CFD, que as determinações

experimentais de queda de pressão estão dentro da região de escoamento plenamente

estabelecido. A Figura 4.23 apresenta um resultado típico, para a condição de escoamento

2,2 m3/h com rotação de 300 RPM e concentração polimérica de 0,40 % (ensaio número 12

dos planejamentos), tanto para o caso concêntrico quanto para o excêntrico. Esta condição foi

escolhida por ser a de maior valor de comprimento de entrada dentre as condições testadas.


Figura 4.23: Comprimento de entrada para o ensaio número 12 dos planejamentos.

Pode-se destacar a influência da excentricidade na ordem de grandeza do perfil de

velocidade axial e também na evolução da condição de escoamento plenamente estabelecido.

Observa-se a que entre os pontos representados pelas linhas verticais pontilhadas, a 0,44 m e

1,32 m de comprimento, a velocidade permanece inalterada. Estas posições correspondem à

posição dos pontos de leitura de pressão na unidade piloto para as determinações

experimentais.

Os resultados de comprimento de entrada das condições simuladas seguindo os

planejamentos concêntrico e excêntrico estão apresentados no Apêndice B.

4.5.2 O perfil axial de queda de pressão

Os dados do perfil de queda de pressão foram os pontos de comparação com os testes

experimentais. Pela simulação numérica, pode-se determinar os valores de pressão estática

junto à parede do tubo externo ao longo de sua extensão. Os valores de queda de pressão

foram obtidos tomando como valor referencial a pressão estática na entrada no anular. As

condições em que ocorreram o aumento na perda de carga, avaliadas experimentalmente,

foram também observadas nas simulações numéricas; destacando os efeitos da concentração

polimérica e da vazão de escoamento. A Figura 4.24 representa os ensaios 15, 16 e 17

ressaltando os efeitos da concentração de goma xantana, quando mantidas constantes a vazão

em 1,2 m3/h e a rotação em 300 RPM para o caso concêntrico.


Figura 4.24: Efeitos da concentração polimérica nos ensaios 15, 16 e 17, para e=0,00.

Destacam-se os pontos representados pelas linhas verticais pontilhadas, a 0,44 m e

1,32 m de comprimento, com sendo as duas posições onde foram determinadas as quedas de

pressão simuladas visando a comparação com os dados obtidos experimentalmente.

De forma análoga os ensaios 11, 12 e 17 apresentados na Figura 4.25, tem-se a

influência da vazão sobre as perdas hidrodinâmicas quando inalteradas a concentração

polimérica (em 0,40 %) e a rotação (em 300 RPM), também para o caso concêntrico.

Figura 4.25: Efeitos da vazão nos ensaios 11, 12 e 17, para e=0,00.

Os efeitos da rotação, preditos pela simulação numérica foram concordantes com as

tendências das determinações experimentais. A Figura 4.26 apresenta um resultado típico da

redução na queda de pressão influenciada pela rotação do eixo interno, conforme os ensaios

10, 13 e 14 do planejamento para o caso concêntrico; mantendo-se constantes a vazão em

1,2 m3/h e a concentração polimérica em 0,40 %.


Figura 4.26: Perfil de queda de pressão para os testes 10, 13 e 14 para e=0,00.

Destaca-se que os resultados para o planejamento do arranjo excêntrico apresentaram a

mesma tendência, e os perfis de queda de pressão para as condições testadas estão

disponibilizados no Apêndice B.

Em termos quantitativos, os resultados obtidos da simulação numérica também

mostraram concordância com os dados experimentais nos dois planejamentos, apontando

desvios médios de 3,3 % para os casos concêntricos e de 3,2 % para os casos excêntricos. A

Figura 4.27 resume a variação entre os valores de queda de pressão experimentais e simulados

numericamente.

Figura 4.27: Comparação da queda de pressão para valores experimentais e simulados.

Pode-se observar uma leve tendência dos valores simulados serem predominantemente

menores que os valores experimentais. Mesmo assim, prevalece a boa concordância dos

resultados provenientes das duas técnicas utilizadas.


4.5.3 Contornos e perfis de velocidade

Uma vez constatada a aplicabilidade da estratégia de CFD pela concordância entre os

dados de queda de pressão simulados e experimentais, criam-se as condições para estender a

análise do comportamento do campo de escoamento através do anular avaliando os efeitos das

componentes da velocidade.

4.5.3.1 Contornos de velocidade axial

Este tipo de informação representa a componente da velocidade em uma dada seção ao

longo do eixo axial do tubo. Para este estudo adotou-se a seção a 1,32 m da origem. Esta

escolha baseou-se no fato de ser uma das regiões de determinações experimentais e estar na

condição de escoamento plenamente estabelecido e ainda recebendo pouca influência da

região de descarga.

Para a quantificação dos valores na seção, empregou-se a mesma estrutura da malha

descrita anteriormente.

O efeito da concentração polimérica é pouco percebido nesta parte do estudo, contudo

os contornos de velocidade axial são influenciados pela vazão de escoamento e da rotação do

eixo interno. As Figuras 4.28 e 4.29 apresentam um resultado típico do efeito da vazão de

escoamento; nestes seguem os ensaios 11 (0,2 m3/h) e 12 (2,2 m3/h) do planejamento para o

caso concêntrico; mantidas em 0,40 % e 300 RPM. Embora já citados anteriormente, estas

condições agora comprovam o efeito da vazão de escoamento sobre uma das componentes da

velocidade.




Nestas condições, percebe-se a tendência e a intensidade da esperada influência da

vazão sobre a distribuição da velocidade axial pelo anular.

Outra condição experimental comentada anteriormente, os ensaios 13 (0 RPM) e 14

(600 RPM), apresentam os efeitos da rotação sobre os contornos de velocidade axial; quando

a concentração permanece em 0,40 % e a vazão em 1,2 m3/h para o caso concêntrico,

conforme as Figuras 4.30 e 4.31.




Analisando as Figuras 4.30 e 4.31, observa-se a alteração dos perfis, com um aparente

deslocamento da velocidade máxima axial em direção ao eixo interno e uma redução da

intensidade de escoamento na região mais próxima ao tubo externo.

As maiores alterações em termos dos contornos da velocidade axial foram

identificadas pela alteração da posição do eixo interno. A variação da excentricidade não só

influenciou na mudança do campo de escoamento mas também na sua intensidade. A Figura

4.32 apresenta a mesma condição do ensaio 14 (0,40 %; 1,2 m3/h e 600 RPM), citada

anteriormente, só que agora considerando o caso excêntrico.

Figura 4.32: Contornos da velocidade axial para a condição 14 do planejamento do



4.5.3.2 Perfis de velocidade axial e tangencial

Uma outra forma de análise dos perfis das componentes da velocidade no campo de

escoamento em anulares é a representação cartesiana. Citada por alguns autores este tipo de

apresentação permite a comparação simultânea da grandeza entre as componentes axial e

tangencial. Embora fisicamente também se tenha uma velocidade radial, esta mostrou valores

inferiores quando comparadas à ordem de grandeza das outras duas componentes. Neste

sentido apresentam-se nesta etapa do estudo apenas os perfis de velocidade axial e tangencial.

Como as simulações foram conduzidas em ambiente tridimensional, adotou-se a

mesma referência aplicada aos contornos de velocidade axial, a seção à 1,32 m da origem.

Nesta posição, ainda elegeu-se o eixo das abscissas, na dimensão do diâmetro do tubo externo

(distância radial) para planificar os resultados.

Visando seguir uma lógica de comparação de resultados tentando salientar os efeitos

das principais variáveis, propõe-se a escolha das condições já citadas anteriormente; sendo

que os demais resultados encontram-se no Apêndice B.

Inicialmente, pode-se destacar os efeitos da vazão de escoamento sobre os perfis de

velocidade. Os ensaios 11 (0,2 m3/h) e 12 (2,2 m3/h) do planejamento para o caso concêntrico,

constantes em 0,40 % e 300 RPM, podem ser visualizados nas Figuras 4.33 e 4.34

respectivamente.

Cabe ressaltar a presença da resultante entre as componentes da velocidade;

denominada doravante de velocidade de magnitude. Este tipo de perfil auxilia na elucidação

das contribuições de cada componente revelando a eventual predominância no escoamento

pelo anular.

Figura 4.33: Perfis de velocidade para a condição 11 do planejamento concêntrico.


Como referencial de orientação, as linhas vermelhas verticais indicam os limites da

parede do tubo externo enquanto que a região em cinza ao centro representa a presença do

eixo interno.

Cabe apontar para a presença de simetria entre os dois planos do anular, mostrando

coerência física nas simulações implementadas. Outro ponto de destaque na Figura 4.33 é a

predominância do escoamento tangencial em relação ao axial; tanto que o perfil de magnitude

encontra-se sobreposto ao perfil de velocidade tangencial.


Diferentemente da condição do ensaio 11, a condição 12 além de uma superior ordem

de grandeza dos valores de velocidade, ainda apresenta um fluxo pelo anular

predominantemente axial. Contudo pode-se ressaltar a contribuição do escoamento tangencial,

principalmente na região mais próxima ao eixo interno.

Outro aspecto relevante é a perda da configuração parabólica para o perfil axial de

escoamento laminar em função da rotação do eixo interno. As Figuras 4.33 e 4.34 ainda

revelam uma tendência do deslocamento do perfil em direção ao eixo interno, reforçando as

constatações feitas na análise dos contornos de velocidade axial, descritos anteriormente

(Seção 4.5.3.1).

Em relação à influência do movimento de rotação, as Figuras 4.35 e 4.36 apresentam

os ensaios 13 (0 RPM) e 14 (600 RPM) do planejamento concêntrico; reiterando que as

condições de concentração em 0,40 % e de vazão em 1,2 m3/h, permanecem inalteradas.



Nesta situação observa-se que a falta do perfil tangencial em função da ausência de

rotação do eixo interno, predominando assim o fluxo axial no anular (sobreposição dos perfis

de velocidade axial e magnitude). Um aspecto que chama a atenção é o formato do perfil de

velocidade axial. Considerando o escoamento laminar sem influência da rotação, observa-se o

formato parabólico parcialmente “achatado”. Este tipo perfil concorda com a clássica

distribuição de velocidade axial para o escoamento de fluidos psudoplásticos e viscoplásticos;

apontando para coerência física dos resultados numéricos e as informações disponíveis na

literatura (CHHABRA, 1999).



Os resultados da Figura 4.36 mostram os efeitos conjugados de alta vazão e rotação

pelo anular; neste há tanto a contribuição axial quanto a tangencial, sem haver uma

predominância no escoamento.

Alterando a configuração entre os dois tubos percebe-se uma significativa alteração do

perfil de escoamento. A Figura 4.37 destaca o ensaio 14 (1,2 m3/h, 0,40 %, 600 RPM) agora

para o caso excêntrico.

Figura 4.37: Perfis de velocidade para a condição 14 do planejamento do arranjo excêntrico.

Para este caso além da diferença entre as ordens de grandeza dos perfis de velocidade

axial, observa-se sua distribuição no anular. Na região de maior espaço anular há um

escoamento predominantemente axial enquanto que na região de menor espaço anular o fluxo

é majoritariamente tangencial. Ainda sobre os efeitos da velocidade tangencial, ressalta-se o

efeito apenas nas regiões mais próximas ao eixo interno; observando-se que para o maior

espaço anular sua contribuição é quase nula na faixa central dessa região até a parede do tubo

externo.

4.5.4 Algumas particularidades das simulações numéricas

Nas simulações numéricas das condições experimentais não foram identificadas as

situações encontradas durante as simulações preliminares. A divergência dos valores de

resíduos não foi constatada. Contudo duas condições apresentaram flutuação nos valores dos

resíduos muito próximos ao critério de convergência adotado; a condição do ensaio 4 (0,31 %;

0,6 m3/h e 480 RPM) para os casos concêntrico e excêntrico. A Figura 4.38 representa a


condição descrita em relação aos resíduos da equação da continuidade e das componentes da

velocidade da equação do movimento.

Figura 4.38: Exemplo da flutuação dos resíduos na solução numérica.

Uma vez checadas as simulações numéricas para as condições 0,31 %, 0,6 m3/h e

120 RPM (ensaios 1; para e=0,00; e=0,75), não foi constatada nenhuma particularidade,

apontando para uma investigação da relação entre a consistência do fluido e da rotação do

eixo interno. Outro fator que reforça esta linha de raciocínio foram as simulações em

condições similares, como no ensaio 6 (0,49 %; 0,6m3/h e 480 RPM) que não apresentaram

alterações nas curvas de convergência.

A condição do ensaio 14 (0,40 %; 1,2 m3/h e 600 RPM) também não apresentou

nenhuma particularidade que recebesse destaque. O fato de estar num nível de rotação acima

não traduz necessariamente em um fator de instabilidade numérica.

Uma outra condição testada, o ensaio 15 (0,25 %; 1,2 m3/h e 300 RPM) aponta que

baixa consistência do fluido também não é fator preponderante, trazendo à luz da discussão o

efeito também da vazão de escoamento.

Desta forma, a avaliação entre os casos testados aponta que em determinada

combinação de vazão, rotação e reologia, tem-se uma condição de escoamento pelo anular

que não estaria de acordo com as hipóteses simplificadoras, já que a estratégia numérica foi

avaliada nas outras condições. O critério de escoamento laminar passou a ser um ponto de

reavaliação.


Embora a condição do ensaio estivesse numa condição quantificada pelo número de

Reynolds generalizado como escoamento laminar, a relação entre forças inerciais e forças

viscosas poderiam estar recebendo uma influência externa da rotação do eixo interno

suficiente para perturbar o “fluxo entre lâminas” do fluido. Esta perturbação poderia ser

considerada como o início de uma precoce região de transição entre regimes. A componente

tangencial em baixas concentrações poliméricas com baixas vazões faria com que estas

“lâminas” começassem a se interpenetrar.

De forma qualitativa, tentou-se simular as condições do ensaio 4 em um nível maior

de rotação do eixo interno (900 RPM); o que antes mostrava uma flutuação dos valores de

resíduos próximos ao critério de convergência transformou-se uma situação clara de

divergência. Da mesma forma testaram-se as condições dos ensaios 6 e 14, agora em alta

rotação, e novamente a análise dos resíduos apontou para a condição divergente.

No código comercial adotado neste trabalho não é previsto modelo de turbulência para

escoamento de fluidos não-Newtonianos. Entretanto buscando um aspecto mesmo qualitativo

para esta discussão, implementou-se um conjunto de simulações para fluido Newtoniano de

baixa viscosidade (solução de glicerina 2) para vazão de 1,2 m3/h e em quatro níveis de

rotação de 0, 120, 300 e 600 RPM.

Os resultados obtidos em 0, 120 e 300 RPM mostram através dos resíduos uma

convergência contínua, promovendo um efeito muito pequeno na redução na queda de pressão

pela ação da rotação do eixo interno. Já para o caso de alta rotação (600 RPM) não foi

possível avaliar os resultados em função da divergência dos resíduos.

Partiu-se então para a incorporação de um modelo de turbulência para a simulação da

condição de alta rotação (600 RPM). Mesmo não estando no escopo deste estudo, buscou-se a

incorporação do modelo k-ε para reforçar esta linha de discussão. Durante a simulação

acompanhou-se a evolução dos resíduos observando pequenas instabilidades, contudo a

sequência de iterações seguiu normalmente para a convergência. O fato do caso convergir

com a incorporação de um modelo de turbulência não traduz necessariamente a existência de

turbulência no escoamento anular, mas reforça a condição de não “laminaridade”; reiterando

hipótese da presença de uma possível região de transição.

A Figura 4.39 apresenta graficamente o comportamento descrito para a queda de

pressão sobre a influência da rotação do eixo interno para solução 2 de glicerina no o arranjo

concêntrico. Destacando a mudança no padrão de comportamento da queda de pressão sob

influência da rotação do eixo interno. Para o maior nível de rotação (600 RPM), a perda de


carga que praticamente não recebia influência da rotação passou a aumentar; diferentemente

da tendência observada nas simulações das condições experimentais (Seção 4.5.2).

Figura 4.39: Efeito da rotação sobre a queda de pressão para solução de glicerina 2 para o


4.5.5 Efeito da transição de regime na queda de pressão

Observando trabalhos da literatura sobre o fator de atrito tanto para fluidos

Newtonianos quanto para não-Newtonianos (exemplo das Figuras 2.10, 2.11 e 2.12), percebe-

se uma similaridade de tendência para o escoamento em tubos.

Analisando fenomenologicamente os casos de fluidos não-Newtonianos, espera-se que

a rotação do eixo interno aumente a deformação sobre o fluido; causando uma redução de sua

viscosidade (característica pseudoplástica). Com a redução da viscosidade tem-se um aumento

no valor do número de Reynolds generalizado. Projetando este efeito da curva do fator de

atrito para a região laminar, espera-se como resposta uma redução no valor de queda de

pressão. Análise esta que corrobora com as constatações experimentais e de simulação

numérica nas condições apresentadas.

Por outro lado, espera-se que o aumento da rotação do eixo combinado com as

condições de vazão e reologia do fluido, causem uma alteração da condição de escoamento

laminar (aumento do número de Reynolds generalizado), podendo refletir numa elevação nos

valores de queda de pressão. Este efeito juntamente com as situações apresentadas

anteriormente pode facilitar a compreensão de pontos de discordância em alguns estudos

reportados na literatura sobre o efeito da rotação do eixo na queda de pressão; além de ser

também uma possível justificativa para algumas discordâncias entre valores simulados e

experimentais relatados por alguns autores.


Neste sentido a condição de escoamento laminar passa a ser avaliada não somente

através do número de Reynolds generalizado, mas também sobre as demais condições

operacionais (rotação do eixo); sendo necessário maior critério para o uso da hipótese

simplificadora de escoamento laminar empregada em simulações numéricas.

4.6 Resultados complementares

Nesta parte do trabalho, foram implementados simultaneamente com os planejamentos

de experimentos outros testes experimentais com as respectivas simulações numéricas. Os

planejamentos de experimentos propostos serviram para identificar as tendências

predominantes e a ordem de grandeza da influência de cada variável. Entretanto não se

verificou uma divergência significativa de comportamento nos valores da queda de pressão

reportadas em alguns artigos da literatura; embora este efeito possa estar associado à

específica faixa de escoamento investigada. Mesmo assim, visando reforçar a influência do

movimento do eixo interno sobre o escoamento no anular foram realizados 16 ensaios: 8 para

o caso concêntrico e 8 para o excêntrico; todas eles na condição de ausência de rotação,

balizadas nas condições de vazão e concentração polimérica do planejamento de

experimentos. A Tabela 4.9 apresenta as condições complementares testadas.

Tabela 4.9: Condições dos ensaios complementares.

4.6.1 Efeito da rotação do eixo interno

A associação de todos os resultados complementares, juntamente com os dados dos

planejamentos, confirmou a tendência já descrita anteriormente pelas superfícies de resposta.

Isto é, o predominante efeito redutor da rotação sobre a queda de pressão em anulares

concêntricos e excêntricos. A Figura 4.40 apresenta um resultado típico da influência da


rotação do eixo interno para o caso de vazão de 1,8 m3/h e concentração polimérica de 0,31 %

para o caso concêntrico (ensaios 4 e 8).

Figura 4.40: Efeito da rotação do eixo interno sobre a queda de pressão.

Da mesma forma, a comparação entre os dados complementares experimentais e

simulados numericamente mostrou boa concordância; com desvios médios de 4,1 % para o

caso concêntrico e de 2,7 % para o caso excêntrico. A Figura 4.41 apresenta graficamente os

desvios entre os resultados obtidos para os dois procedimentos.

Figura 4.41: Comparação da queda de pressão para valores experimentais e simulados.

Pode-se observar uma situação ligeiramente diferente daquela encontrada na

comparação entre os resultados do planejamento de experimentos. Para os testes


complementares, verificou-se uma leve tendência dos valores simulados serem

predominantemente maiores que os resultados experimentais.

4.7 Abordagem da simulação numérica com modelo de fase discreta

Nesta parte do estudo, avaliou-se qualitativamente o comportamento do escoamento

através do espaço anular na expectativa de confirmação do escoamento helicoidal.

Empregando a modelagem de fase discreta descrita anteriormente (Seção 2.6.8) e com os

resultados do campo de escoamento obtido nas simulações numéricas das condições

experimentais, levantou-se a trajetória de uma “partícula de fluido” escoando ao longo do

anular.

A estratégia de determinação de trajetórias empregando o modelo de fase discreta,

utiliza informações empíricas sobre a predição do coeficiente de arraste de partícula em

função da condição de escoamento do fluido (adimensional de Reynolds). Como há duas

correlações no código comercial adotado, houve a necessidade de uma avaliação preliminar

para a preleção entre os modelos de Moris e Alexander e Haider e Levenspiel.

4.7.1 Verificação da correlação de Haider e Levenspiel

Na versão 6.2.16 do código comercial Fluent®, as correlações disponíveis para a

predição do coeficiente de arraste foram desenvolvidas inicialmente para fluidos

Newtonianos. Contudo, empregado o conceito de viscosidade efetiva e juntamente com os

dados experimentais de velocidade terminal de queda de partículas em fluidos não-

Newtonianos dos trabalhos de PEREIRA (1999) e MELO (2003), pode-se avaliar a

concordância entre as determinações experimentais e a proposta de HAIDER e LEVENSPIEL

(1989), representada pela Equação (4.11),.

2

2

2 3

(2,3288 6,5481 2,4486 ) (0,0964 0,5565 )

(4,9050 13,8944 18,4222 10,2599 )

(1,4681 12,2584 20,7322 15,8855 )

24 1 ReRe

ReRe

DC e

ee

ϕ ϕ ϕ

ϕ ϕ ϕ

ϕ ϕ ϕ

− + +

− + −

+ − +

⎡ ⎤= +⎣ ⎦

+3 (4.11)

Na Equação (4.11) o parâmetro ‘φ’ representa o fator de forma da partícula e ‘Re’ a

clássica denominação do número adimensional de Reynolds. Doravante aplicado à definição

para Reynolds generalizado.

As faixas experimentais de tamanho e densidade da partícula e de reologia dos fluidos

permitiram explorar a validade da expressão num amplo range de escoamento. Os 128 pontos


experimentais e os respectivos valores preditos pela Equação (4.11) mostram um desvio

médio de 6,5 %; considerado satisfatório em função da alta não-linearidade de seu

comportamento. A Figura 4.42 apresenta graficamente a curva de Haider e Lenvespiel

juntamente com os pontos experimentais de PEREIRA (1999) e MELO (2003).

Figura 4.42: Comparação da equação de Haider e Levenspiel com dados experimentais.

Uma vez definida a equação de predição do coeficiente de arraste para aplicação na

abordagem lagrangeana, pelo uso de modelagem de fase discreta, pode-se avaliar a trajetória

de uma partícula de fluido (mesma densidade do fluido) escoando no espaço anular ao longo

da extensão axial do tubo.

4.7.2 Escoamento anular/helicoidal concêntrico

Dentre os casos avaliados, pode-se ressaltar dois pontos de maior destaque. A

independência do ponto de partida da “partícula” de fluido na região anular, em função do

plano de simetria e a influência da rotação do eixo interno.

As Figuras 4.43. 4.44 e 4.45 representam resultados típicos para o caso concêntrico;

estes respondem respectivamente aos ensaios 13, 17 e 14 do planejamento: 0,40 %; 1,2 m3/h

para 0 RPM, 300 RPM e 600 RPM respectivamente.

A face representada em azul corresponde à entrada do anular (local de partida da

“partícula” de fluido) e a face em vermelho associa a região de saída. Buscando facilitar a

visualização das figuras excluiu-se a representação do tubo externo; mantendo apenas o tubo

interno como referencial.


Figura 4.43: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 13 para e=0,00 (0 RPM).

Pode-se ressaltar a trajetória retilínea devido à ausência de rotação do eixo interno,

independente da posição de entrada no espaço anular.


Nesta situação de escoamento, a rotação do eixo interno em 300 RPM promove duas

voltas completas da “partícula” de fluido ao redor do eixo, caracterizando o escoamento

helicoidal. Embora a trajetória possa alterar em função do ponto de partida, o comportamento

caracterizado pelo número de voltas se mantém.



O incremento de rotação para 600 RPM alterou a trajetória da “partícula” de fluido

fazendo aumentar o número de revoluções em torno do tubo interno.

Para as condições testadas verificam-se as trajetórias helicoidais, sendo que o número

de voltas ao redor do eixo está relacionado com a rotação do eixo interno e com a vazão de

escoamento. Outro ponto, de caráter qualitativo, é o deslocamento contínuo sem

“recirculações”; que contribui para a verificação da ausência dos vórtices de Taylor para os

casos de maior rotação. Reiterando as informações apontadas pelos valores do adimensional

de Taylor ‘Ta’.

4.7.3 Escoamento anular/core-flow excêntrico

Para estes casos, a estratégia empregada foi a mesma para a condição concêntrica,

buscando comparar nas mesmas condições de escoamento apresentadas na seção anterior.

Destaca-se que a posição de entrada da “partícula” de fluido agora influencia a trajetória

descrita em função da ausência de plano de simetria.

A falta de rotação do eixo interno permite o desenvolvimento de trajetória retilínea em

qualquer parte no espaço anular, conforme mostra a Figura 4.46. Já os efeitos da rotação

mostram pouco efeito no desenvolvimento de um fluxo helicoidal. As Figuras 4.47, 4.48

destacam os efeitos da rotação de 300 RPM para duas condições entrada pelo anular.



Constata-se de forma análoga ao arranjo concêntrico a trajetória retilínea da

“partícula” de fluido desenvolvida pela ausência dos efeitos da rotação do eixo interno.


superior do anular (300 RPM).

A Figura 4.48 apresenta a trajetória da “partícula” de fluido partindo da seção superior

do anular. Pode-se observar a mudança em seu curso sem contudo desenvolver revoluções ao

redor do eixo interno.



inferior do anular (300 RPM).

Observa-se agora que na condição de partida da seção inferior do anular a “partícula”

de fluido é capturada pelo movimento do eixo, mas logo em seguida busca a trajetória de

escoamento na maior seção anular. Pode-se constatar que não houve também a configuração

clássica de escoamento helicoidal

Com um incremento na rotação do eixo interno, para 600 RPM (ensaio 14), observa-se

também o comportamento de core-flow. As Figuras 4.49 e 4.50 destacam os efeitos da rotação

para diversas condições entrada no anular.


inferior do anular (600 RPM).


O efeito do aumento da rotação do eixo interno, mesmo a “partícula” de fluido partido

da parte inferior do anular, não capturou sua trajetória sem configurar a disposição de fluxo

helicoidal.

Figura 4.50: Trajetória da partícula de fluido no ensaio 14 para e=0,75, partindo da seção de

menor espaço anular (600 RPM).

Na condição de partida na região de menor espaço anular, tem-se a predominância do

escoamento tangencial, não sendo suficiente para a caracterização de uma trajetória ao redor

do tubo interno. Mais uma vez o curso desenvolvido pela “partícula” de fluido caminhou para

o core-flow.

Para este estudo destaca-se o potencial uso da estratégia de simulação por fase

discreta, visando analisar o comportamento de partículas sólidas pelo anular; podendo avaliar

condições de sedimentação ou carreamento em função das propriedades do sólido (densidade,

tamanho e forma), das características de escoamento do fluido (reologia, vazão) bem como

das condições operacionais (excentricidade e rotação do eixo interno).

Neste sentido, encera-se a discussão dos resultados apontando que a denominação de

escoamento helicoidal deve ser empregada com ressalva, principalmente em condição de

elevada excentricidade.

Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões 155

CAPÍTULO 5

CONCLUSÕES E SUGESTÕES

Nesta parte do trabalho, apresentam-se as principais conclusões obtidas considerando

as investigações realizadas experimentalmente e por simulações numéricas, sobre o

escoamento laminar de fluidos não-Newtonianos em regiões anulares. Ainda como

contribuições deste estudo deixam-se algumas sugestões para a continuidade deste tema de

pesquisa.

5.1 Principais conclusões

Levando em conta as metas traçadas nos objetivos específicos deste estudo (Seção 1.2)

e à luz das principais observações realizadas, pode-se concluir:

Foi possível construir uma unidade piloto visando investigar o gradiente de pressão

para fluidos não-Newtonianos sobre a influência de suas principais variáveis como: a vazão, a

rotação do eixo interno, a reologia do fluido e a geometria do sistema. A concordância das

simulações numéricas tanto com dados reportados na literatura quanto experimentais, trouxe

segurança para a verificação da técnica de CFD no levantamento do campo do escoamento

laminar em espaços anulares.

Utilizando dois planejamentos de experimentos, 34 ensaios permitiram elucidar a

ordem de grandeza dos efeitos das variáveis sobre a queda de pressão. Com destaque para o

efeito redutor no gradiente de pressão em função da rotação do eixo interno para os arranjos

concêntrico e excêntrico.

A análise da superfície de resposta reforçou as tendências observadas e trouxe a

discussão um ponto de investigação sobre o efeito da rotação do eixo interno em baixas

concentrações poliméricas (baixas “viscosidades”). Embora os dados experimentais

confirmem uma tendência redutora da queda de pressão sob influência da rotação do eixo, as

interações entre as variáveis apontaram um modesto efeito inverso, para o caso de baixa

concentração (0,25 %). Pela análise canônica foi possível identificar as condições

experimentais, dentro da faixa do planejamento de experimentos, que fornecessem um ponto

de mínimo (otimizado) na queda de pressão; tanto para o caso concêntrico quanto para o

excêntrico.

Dentro da abordagem experimental foi possível identificar elementos que poderiam

eventualmente atuar como fonte de desvios e que justificariam algumas divergências entre


resultados experimentais e simulados numericamente, reportados em diversos trabalhos da

literatura; como por exemplo:

• Efeito da temperatura no escoamento;

• Efeito da faixa de aplicação da taxa de deformação;

• Efeito das propriedades físicas das suspensões poliméricas (degradabilidade).

As simulações numéricas corroboraram com os resultados experimentais tanto

qualitativamente (em termos de tendências) quanto quantitativamente (com desvios médios

menores que 4 %). Pela técnica de CFD, pode-se observar os efeitos relevantes do

comprimento de entrada e do critério de escoamento laminar. Identificou-se que a falta da

condição de escoamento plenamente estabelecido pode levar a informações superestimadas de

queda de pressão, aumentando a discordância entre resultados numéricos e experimentais. Já a

hipótese de que a rotação do eixo interno cria uma condição de instabilidade no escoamento,

alterando a condição de escoamento laminar, favorece a compreensão das divergências de

resultados encontradas na literatura.

O levantamento dos perfis de velocidades permitiu um melhor entendimento sobre as

condições de escoamento em que se podem identificar fluxos preferencialmente axial,

tangencial ou misto. Estas avaliações contribuíram para um melhor entendimento do campo

de escoamento de fluidos não-Newtonianos, projetando sua aplicação para a operação de

limpeza de poços, isto é, o carreamento de partículas em suspensão através do anular.

O uso da simulação de fase discreta permitiu visualizar o fluxo helicoidal sobre

influência principalmente da rotação do eixo interno, sugerindo uma ressalva para o uso deste

termo para escoamento em arranjos de elevada excentricidade; uma vez constatada nestes

casos a presença de escoamento predominante do tipo core-flow.

De forma geral pode-se avaliar o potencial da técnica de CFD como ferramenta para

predizer condições experimentais. As simulações permitiram não só obter uma série de

informações que muito contribuíram para a montagem da unidade piloto, mas também

viabilizaram um “treinamento do sentimento físico” envolvido no fenômeno. Contudo

pode-se constatar que ainda há um amplo campo para melhorias, como por exemplo:

• Escoamento não-laminar para fluidos não-Newtonianos;

• Utilização de expressões para coeficiente de arraste definidas pelo usuário;

• Melhorias de interface gráfica (resultados de pressão e velocidade em 3D).


5.2 Sugestões para trabalhos futuros

Neste estudo foram avaliadas duas situações de geometria. Para configuração

excêntrica, em e=0,75, atingiu-se o limite construtivo (arranjo entre os tubos externo e

interno) para esta unidade experimental. Sugere-se a continuidade da investigação

(experimental e numérica) para menores valores de excentricidade, como por exemplo:

e=0,25 e e=0,50. Buscando novas informações sobre a influência da geometria do sistema no

escoamento anular para fluidos Newtonianos e não-Newtonianos.

Outra possível contribuição seria a ampliação da faixa de escoamento a ser

investigada, como por exemplo: 50 < ReG < 500. Mas para que isto seja possível, suspensões

poliméricas mais diluídas deverão ser empregadas (menos viscosas). Contudo sugere-se a

verificação preliminar via CFD para a estimativa do comprimento de entrada e da faixa de

queda de pressão; avaliando se estas ainda estariam dentro das limitações experimentais da

unidade. A avaliação do efeito da rotação do eixo interno seria uma sugestão para alcançar

estas novas condições de escoamento. Contudo, neste caso, há a necessidade de modificações

estruturais como o acoplamento de um moto redutor ao sistema de acionamento do eixo

interno.

Incorporar o efeito da inclinação ao sistema também seria uma sugestão para futuros

trabalhos, mesmo que esta implique em alterações construtivas na unidade. Considera-se

válida esta proposta em função do restrito número de publicações sobre esta configuração

experimental, além de sua justificativa para aplicação aos casos de ‘perfuração direcionada’.

Uma sugestão no que se refere ao ambiente numérico, propõe-se o desenvolvimento

de estudos de simulação buscando informações sobre o escoamento não-laminar de fluidos

não-Newtonianos.

Outra possibilidade para novos estudos seria a extensão das simulações empregando o

Modelo de Fase Discreta. Novos casos poderiam se implementados para prever o

comportamento da trajetória de escoamento em funções das propriedades físicas do fluido,

ampliando a faixa de viscosidade e incorporando a variação da densidade do fluido. Ainda

dentro do contexto numérico, propõem-se a ampliação das simulações empregando a

abordagem de Fase Discreta para a interação entre o flow field e partículas sólidas. Estas

informações permitiram encontrar novos horizontes de pesquisa, como a investigação dos

efeitos de escoamento para limpeza de anulares em função das propriedades tanto do sólido

(forma, densidade e tamanho), quanto do escoamento (reologia, vazão, rotação do eixo

interno e excentricidade).

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Apêndices 171

APÊNDICES

Apêndices 172

APÊNDICE A

GEOMETRIA CONE-PRATO DO VISCOSÍMETRO DE BROOKFIELD®

Apêndice A 173

A geometria cone–prato mostrada na Figura A.1 é um arranjo experimental para medida

de viscosidade e outras propriedades reológicas como tensão cisalhante e taxa de deformação.

Para se estimar valores destas propriedades é necessário relacioná-las analiticamente com as

variáveis inerentes à geometria do arranjo.

Figura A.1: Geometria cone–prato.

O ângulo ϑo é geralmente utilizado em instrumentos comerciais dentro da faixa de 0,5 a 8

graus. A simples análise da geometria faz uso do fato de que o ângulo ϑo é tão pequeno que uma

aproximação pode ser aplicada, considerando o fluido localizado entre pratos paralelos. A partir

desta constatação e trabalhando com as variáveis geométricas pode-se relacionar por exemplo a

velocidade angular W e a componente θφ da taxa de deformação:

sen 1sen o

v Wvr r

φθφ φ

θγθ θ θ

⎛ ⎞∂ ∂= =⎜ ⎟∂ ∂⎝ ⎠ ϑ

= (A.1)

sendo que ( )( ) 1

/ 2/ 2

v Wrφ

π θπ θ

⎛ ⎞−= ⎜ ⎟⎜ ⎟−⎝ ⎠

relação entre o torque e a componente θφ da tensão cisalhante :

3

32 Rθφτπ

Τ= (A.2)

sendo que 2 2

0 0 r d

Rdr

π

θφτ φΤ = ∫ ∫ (A.3)

Relação dando a viscosidade em termos da velocidade angular W e o torque Τ:

3

32

o

R Wθφ

θφ

τ ϑµγ π

Τ= =

− (A.4)

Esta geometria foi utilizada durante os ensaios devido a sua precisão e ajuste a cada tipo de

fluido.

Apêndice A 174

O ajuste de hit point é um procedimento de re-calibração da distância ideal entre o cone e

o prato do reômetro para determinações de propriedades reológicas. Para a aferição do

viscosímetro inicia-se com o acoplamento do cone (spindle) ao eixo. Em seguida acopla-se o

prato com o travamento pela haste fixadora. A Figura A.2 apresenta um esquema do

posicionamento das partes descritas.

Figura A.2: Posicionamento do cone e prato do reômetro.

Inicia-se então a programação de acionamento para uma rotação de 10 RPM. Posiciona-se

anel de ajuste com movimento no sentido horário pelo até o equipamento indicar a leitura de 0,0

na escala de torque (em porcentagem), conforme detalhes da Figura A.3. Na sequência

realizam-se pequenos incrementos, de uma escala em relação a marca de referência, no anel de

ajuste no sentido anti-horário. Deve-se aguardar entre movimentos um período de 6 segundos.

Quando o display do equipamento registrar uma variação significativa para o torque (acima de 10

%) o ponto de toque ou hit point foi identificado. A seguir procede-se com o recuo de exatamente

de uma escala no anel de ajuste. Com isso estará definido o espaçamento apropriado (0,013 mm)

entre o cone e o prato para as determinações de viscosidade.

É recomendado pelo fabricante a aferição periódica do hit point visando manter o

equipamento ajustado para determinações de viscosidade com variações inferiores a 5 %. Outra

sugestão do fabricante é a aferição do equipamento com uso dos fluido padrão Brookfield.

Apêndice A 175

Figura A.3: Procedimento de incrementos no anel de ajuste para identificar o hit point.

Apêndice B 176

APÊNDICE B

RESULTADOS DE SIMULADOS NUMÉRICA A PARTIR DAS

CONDIÇÕES EXPERIMENTAIS

Apêndice B 177 Teste complementar com base no planejamento concêntrico para condição (15).

0,25 %; 1,2 m3/h e 0 RPM.

Figura B.1: Contornos de velocidade axial.

Figura B.2: Perfis axiais de comprimento de entrada e de queda de pressão.

Figura B.3: Perfis radiais de velocidades.

Apêndice B 178 Planejamento concêntrico para condição (15).

0,25 %; 1,2 m3/h e 300 RPM.




Apêndice B 179 Teste complementar com base no planejamento concêntrico para condições (1) e (7).

0,31 %; 0,6 m3/h e 0 RPM.





0,31 %; 0,6 m3/h e 120 RPM.





0,31 %; 0,6 m3/h e 480 RPM.





0,31 %; 1,8 m3/h e 0 RPM.





0,31 %; 1,8 m3/h e 120 RPM.





0,31 %; 1,8 m3/h e 480 RPM.





0,40 %; 0,2 m3/h e 0 RPM.





0,40 %; 0,2 m3/h e 300 RPM.





0,40 %; 1,2 m3/h e 0 RPM.




Apêndice B 188 Planejamento concêntrico para condição (5) = (10) = (17).

0,40 %; 1,2 m3/h e 300 RPM.





0,40 %; 1,2 m3/h e 600 RPM.





0,40 %; 2,2 m3/h e 0 RPM.





0,40 %; 2,2 m3/h e 300 RPM.





0,49 %; 0,6 m3/h e 0 RPM.





0,49 %; 0,6 m3/h e 120 RPM.





0,49 %; 0,6 m3/h e 480 RPM.





0,49 %; 1,8 m3/h e 0 RPM.





0,49 %; 1,8 m3/h e 120 RPM.





0,49 %; 1,8 m3/h e 480 RPM.





0,55 %; 2,2 m3/h e 0 RPM.





0,55 %; 2,2 m3/h e 300 RPM.




Apêndice B 200 Teste complementar com base no planejamento excêntrico para condição (15).

0,25 %; 1,2 m3/h e 0 RPM.




Apêndice B 201 Planejamento excêntrico para condição (15).

0,25 %; 1,2 m3/h e 300 RPM.




Apêndice B 202 Teste complementar com base no planejamento excêntrico para condição (1) e (7).

0,31 %; 0,6 m3/h e 0 RPM.





0,31 %; 0,6 m3/h e 120 RPM.





0,31 %; 0,6 m3/h e 480 RPM.





0,31 %; 1,8 m3/h e 0 RPM.





0,31 %; 1,8 m3/h e 120 RPM.





0,31 %; 1,8 m3/h e 480 RPM.





0,40 %; 0,2 m3/h e 0 RPM.





0,40 %; 0,2 m3/h e 300 RPM.





0,40 %; 1,2 m3/h e 0 RPM.




Apêndice B 211 Planejamento excêntrico para condição (5) = (10) = (17).

0,40 %; 1,2 m3/h e 300 RPM.





0,40 %; 1,2 m3/h e 600 RPM.





0,40 %; 2,2 m3/h e 0 RPM.





0,40 %; 2,2 m3/h e 300 RPM.





0,49 %; 0,6 m3/h e 0 RPM.





0,49 %; 0,6 m3/h e 120 RPM.





0,49 %; 0,6 m3/h e 480 RPM.





0,49 %; 1,8 m3/h e 0 RPM.





0,49 %; 1,8 m3/h e 120 RPM.





0,49 %; 1,8 m3/h e 480 RPM.





0,55 %; 1,2 m3/h e 0 RPM.





0,55 %; 1,2 m3/h e 300 RPM.




Apêndice B 223

APÊNDICE C

PLANILHAS DE RESULTADOS EXPERIMENTAIS

Apêndice C 224

Figura B.139: Planilha de dados experimentais para goma xantana a 0,25% em arranjo

concêntrico.


concêntrico.

Apêndice C 225


concêntrico.


concêntrico (réplicas do ponto central).

Apêndice C 226


concêntrico.


concêntrico.

Apêndice C 227


excêntrico.


excêntrico.

Apêndice C 228


excêntrico.


excêntrico (réplicas do ponto central).

Apêndice C 229


excêntrico.


excêntrico.

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