chocke

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chocke

Boletim técnico da Produção de Petróleo, Rio de Janeiro - volume 4, n° 1, p. 9-38 o
y Carlos Alberto Capela Moraes y Luiz Philipe Martinez Marins y André Sampaio Monteiro y Fabrício Soares da Silva
y Marcos Aurélio de Souza y Luiz Fernando Barca y João Américo Aguirre Oliveira Jr. y Lucilla Coelho de Almeida
Desenvolvimento de válvulas ciclônicas
/Development of cyclonic valves
resumo
PALAVRAS-CHAVE:

válvula de controle
válvula choke
quebra de gotículas
cisalhamento de emulsão
geração de emulsão
turbulência
Este trabalho aborda um dos mais sérios problemas de processamento primário de petróleo, principalmente no que tange à separação óleoágua de óleos pesados e viscosos, que é a geração de emulsões severas, que ocorre durante os processos de produção e mesmo durante o
processamento primário, pela ação das válvulas convencionais. O trabalho apresenta ainda o desenvolvimento de um novo conceito e um novo
equipamento derivado desse conceito, obtidos e desenvolvidos como
uma das vertentes do projeto de P&D − Desenvolvimento de Tecnologias
Ciclônicas, em andamento no Centro de Pesquisas da Petrobras (Cenpes).
Esse novo equipamento é capaz de evitar ou, pelo menos, minimizar consideravelmente o problema citado. Trata-se de uma nova válvula para
controle de processo de linhas bifásicas óleo-água ou multifásicas gás- óleo-
abstract
KEYWORDS:

control valve
choke valve
droplet break-up
emulsion generation
emulsion shearing
turbulence
This study proposes a possible solution for one of the most severe problems encountered in primary oil-water separation - the formation of stable
emulsions. This is largely due to the action of the conventional valves used
in the production process and in primary processing activities. Choke and
control valves, widely used devices in a production plant, are designed to
inflict a significant pressure drop on a fluid stream to control process variables (flow-rate, liquid levels etc.). However, despite facilitating the production
plant controllability, these pressure drops can cause deleterious effects on
the primary processing activities, mainly on phase separation. Multiphase
(oil + water or even gas + oil + water) streams are severely disturbed by the
punctual high rate of turbulent energy dissipation due to the passage of the
multiphase stream through the valve openings. The high turbulence level
acts as a dispersion tool causing the formation of very severe oil in water
and water in oil emulsions. This study describes a R&D project based on
a new concept for a low shearing valve capable of imposing the required
pressure drop on a multiphase process stream without creating emulsions
and, in fact, helping to separate the distinct stream phases. Petrobras has
protected the intellectual proprietary rights of this concept with registered
9 o
o Desenvolvimento de válvulas ciclônicas – Moraes et al.
água. Essa nova válvula pode substituir, com grandes
vantagens relativamente ao posterior processamento das
correntes multifásicas, as válvulas de controle convencionais e mesmo as válvulas choke de produção, também
denominadas beam, uma vez que esse grupo de válvulas
constitui “geradores de emulsão”. O projeto partiu de
uma nova concepção Petrobras de válvula (Patente – PI0505620-9, depositada em 2005) que tem a característica de impor uma queda de pressão na corrente, não pela
dissipação turbulenta da energia de pressão, como nas
válvulas convencionais, mas pela conversão dessa energia
em energia cinética de rotação. Com base nesse novo
conceito, o projeto incluiu a investigação experimental
com uso de modelos em acrílico de uma das versões
dessas novas concepções. Prosseguiu com discussões
que culminaram em uma primeira versão de um protótipo mecânico, construído em aço e bronze, e testado
experimentalmente com fluidos reais (óleo do campo de
Albacora), no laboratório SepFas da Unifei, apresentando
resultados apenas parcialmente de acordo com o esperado. Isso levou a uma profunda análise dos resultados
abstract
patents. The conceptual design was further developed in
a set of mechanical designs and prototypes. These were
successfully tested by comparing their performance in
terms of pressure drop characteristics and emulsion generation with those of conventional control valves. The
concept and equipment have been completely proved
and the next project stage will include the optimization of
the valve geometry and contacting an equipment maker
to study industrial production and commercialization.
(Expanded abstract available at the end of the paper).
o 10
obtidos, com a identificação dos problemas inerentes a
essa primeira versão. Após discussões técnicas, foram
desenvolvidas novas concepções para o equipamento,
cujos novos protótipos foram também testados, desta vez
com absoluto sucesso, como será mostrado. Utilizando
essa última concepção, foram ainda construídos protótipos de maior escala, visando comprovar a efetividade do
conceito mesmo em válvulas de maior capacidade (scaleup). Todas as etapas desse projeto serão aqui descritas,
dando-se ênfase aos resultados obtidos.
introdução e histórico
do projeto
principais problemas do
processamento primário de petróleo
Nas atividades de produção de petróleo, o fluido
efluente de um poço, tratado genericamente, no jargão
da produção, por petróleo, na verdade constitui-se de
diversos compostos naturais, dentre os quais se destacam
os hidrocarbonetos (óleo e gás) e a água de formação.
Esta, com o envelhecimento do campo, atinge os canhoneados dos poços produtores e é, portanto, produzida
junto com os hidrocarbonetos, recebendo a denominação
de água produzida.
Nas instalações de processamento primário, é feita a
separação das fases produzidas, de modo a possibilitar
o descarte da água e dos eventuais sólidos produzidos
e o condicionamento aos requisitos de utilização e comercialização do óleo e do gás.
O processamento primário de petróleo constitui-se,
portanto, nas atividades que visam à obtenção dos produtos citados, nas qualidades requeridas, sejam para descarte (água e sólidos), sejam para utilização (óleo e gás).
A corrente produzida do reservatório de petróleo alcança
a cabeça do poço produtor com um valor relativamente
elevado de pressão, em função das características do reservatório e/ou do método de elevação empregado. Neste
ponto, é comum a utilização da válvula choke para quebrar
a pressão da corrente produzida e permitir o controle da
vazão do poço produtor, harmonizando-a à pressão de
trabalho dos equipamentos a jusante. Assim, o controle da
produção de determinado poço é realizado pela utilização
dessa válvula choke (ou beam, no jargão da produção).
A pressão de separação dos fluidos, particularmente
no que concerne à remoção do gás da corrente produzida, não pode ser muito baixa, pois o gás deverá ser
comprimido a pressões elevadas para a desidratação,
utilização na própria plataforma (como lift gas e como
gás combustível) e exportação para outras instalações
offshore e onshore. Assim, no caso dos óleos pesados
e médios da Petrobras, o primeiro estágio de separação
normalmente é realizado em pressões em torno de 10
bar. O último estágio de separação é normalmente
realizado em pressões próximas à atmosférica, pela
necessidade de estabilizar o óleo a ser exportado.
Desse modo, é preciso impor uma quebra de pressão de cerca de 10 bar à corrente oleosa efluente do
primeiro estágio antes da alimentação do segundo
estágio. Essas quebras de pressão são obtidas pela
utilização, na linha de saída de óleo do estágio de
separação a montante, de uma válvula de controle
(normalmente do tipo “válvula globo”) de atuação
contínua, comandada por um controlador de nível de
líquido nesse separador a montante.
As duas situações acima descritas – tanto a válvula
choke, quanto a válvula de controle – mostram que
esses dispositivos têm como objetivo impor uma perda
de carga localizada, no primeiro caso, na corrente multifásica de fluidos produzidos, e, no segundo caso, na
corrente de óleo separado do primeiro estágio, que
normalmente ainda possui elevado teor de água, que
somente é removida nos estágios subsequentes de separação (normalmente após aquecimento e tratamento
eletrostático). No projeto dessas válvulas não há nenhuma preocupação com o efeito que essa quebra de
pressão localizada possa ter sobre a corrente multifásica,
efeito esse que pode acentuar o grau de dispersão das
fases presentes.
de emulsões, quando misturas multifásicas que contêm
duas fases líquidas imiscíveis fluem por elas (ver detalhes
no anexo I). Esse problema se acentua com a elevação
da perda de carga pela válvula (menor área de passagem para uma mesma vazão ou maior vazão para uma
mesma área de passagem − ver exemplo na figura 1).
Para as menores aberturas, portanto maiores valores
de dissipação turbulenta, a distribuição correspondente
desloca-se para a região de menores tamanhos.
problema associado às válvulas
atualmente utilizadas
descrição do problema
das válvulas atuais
As válvulas de controle de fluxo, nas aplicações
acima citadas, estão entre os mais eficientes geradores
O princípio de funcionamento das válvulas choke e
de controle existentes no mercado consiste, usualmente,
Figura 1 – Distribuição de tamanhos de gotículas medidas a
jusante de uma válvula agulha, operando com a mesma vazão,
para três aberturas distintas; sistema constituído de água e
querosene (medidas efetuadas com instrumento ParTec®, no
âmbito do Projeto Multicliente DIPSS).
Figure 1 – Measured droplet size distribution downstream of
a needle valve operating with the same flow rate and distinct
openings; system is constituted by querosene in water dispersion (measurement using ParTec®, in Joint Industry Project
DIPSS).
11 o
em estrangular o escoamento, provocando uma forte
turbulência no fluxo do fluido petrolífero. A turbulência
é gerada por um orifício regulador variável, de tal modo
que haja uma perda de carga do escoamento do fluido
durante a passagem por esse orifício, sendo essa energia
dissipada termicamente.
A taxa de dissipação de energia deve ser elevada, pois
a passagem do fluxo de fluidos por estes dispositivos é
bastante rápida.
Esta turbulência gerada com o estrangulamento
do escoamento, visando ao controle de fluxo, além de
proporcionar a redução desejada na pressão, ocasiona
também a emulsão das fases líquidas presentes no fluido
produzido (ver detalhes no anexo I). Este fenômeno é verificado, de modo flagrante, nos fluidos imediatamente
após a válvula choke, situada na saída do poço produtor.
Mas este não é um fenômeno restrito às válvulas localizadas nas saídas de poços produtores, pois ocorre com
válvulas empregadas ao longo das tubulações da planta
de processamento, como as válvulas de controle de nível
dos vasos separadores da planta de processamento primário de petróleo.
Até o momento, as válvulas choke e as válvulas de
controle de processo convencionais têm sido projetadas
para oferecer a maior capacidade possível de quebra de
pressão e, portanto, regulagem de vazão, dividindo o
circuito, no ponto em que são aplicadas, em uma zona
a montante, de pressão mais alta, e outra a jusante, de
menor pressão.
Os projetistas deste tipo de válvula não têm tido
nenhuma preocupação com o nível de emulsificação
dos componentes da mistura multifásica gerado pela
aplicação da válvula no circuito. Por outro lado, o nível
de emulsificação dos componentes é uma preocupação
constante dos projetistas dos equipamentos de processamento primário de petróleo, pois afeta notadamente
o desempenho dos equipamentos e sistemas de separação óleo-água. Como detalhado no anexo I, diversas
pesquisas têm sido conduzidas em relação ao fenômeno
de dispersão de óleo e água em escoamentos após a
passagem por válvulas de restrição. Esses trabalhos são
unânimes em mostrar que a turbulência induzida na
corrente que passa por estas válvulas ocasiona emulsões
de difícil tratamento.
o 12
projeto conceitual e
investigações preliminares
da válvula ciclônica
descrição da alternativa proposta
Com o objetivo de evitar os problemas descritos,
o Grupo de Processamento de Correntes Oleosas do
Cenpes/TPAP propôs o desenvolvimento de um novo
tipo de válvula que atenda aos requisitos de quebra de
pressão do processo, e que, simultaneamente, evite a
emulsificação dos líquidos presentes e contribua para a
separação dos mesmos.
Esses efeitos são obtidos por meio da conversão da
energia de pressão da corrente de fluidos em energia
cinética de rotação desses fluidos, até que sua dissipação
ocorra pelo atrito molecular, evitando a dissipação caótica
provocada pela turbulência das válvulas convencionais.
A nova válvula, denominada ciclônica, tem os seguintes objetivos:
• Alcançar a perda de carga necessária pelo movimento
de rotação do fluido, e não pelo seu cisalhamento;
• Controlar o escoamento, evitando o cisalhamento dos
grânulos de fluido dispersos já existentes;
• Iniciar um processo de separação das fases do fluido;
• Facilitar o trabalho de equipamentos separadores a
jusante;
• Permitir projeto de separadores de fase mais compactos e de menor custo;
• Diminuir a necessidade de injeção, nos fluidos, de
produtos químicos utilizados na quebra de emulsão
(desemulsificantes);
• Permitir projetar uma planta de processamento primário com componentes de menor custo e mais
eficientes.
características da concepção inicial
A concepção de válvula, a seguir descrita, está protegida pela Patente Petrobras, PI-0505620-9, depositada
em 2006. A válvula apresenta os componentes básicos
necessários ao controle de vazão, tais como orifício regulável por meio de haste com elemento de vedação,
que atua sobre uma sede. A diferença fundamental em
relação às válvulas convencionais reside na configuração
dos internos da válvula, projetados de modo que o escoamento interno dos fluidos se verifique com rotação
ao redor do eixo da válvula. Esta rotação forçará a transformação da energia de pressão (potencial) em energia
cinética de rotação, e o campo centrífugo resultante
acarretará a separação das fases presentes, sempre que
tiverem densidades diferentes. O fluido, com suas fases
segregadas, é então descarregado por um único bocal
de saída localizado na extremidade inferior (concepção
denominada válvula ciclônica de fluxo direto – figura 2-A)
ou superior ao dito corpo da válvula (concepção denominada válvula ciclônica de fluxo reverso – figura 2-B).
O corpo da válvula foi considerado inicialmente com
forma cônica, de modo a manter elevada magnitude do
componente de rotação (azimutal) da velocidade pela
conservação do momento angular, pois, com a diminuição do raio (com a corrente de fluidos caminhando na
direção do vértice do cone), a conservação do momento
angular implica um aumento da velocidade azimutal.
A rotação pode ser imposta ao fluxo por uma alimentação tangencial ou pela utilização de anteparas
direcionais internas que forçam rotação à corrente da
alimentação, que será mantida pela própria geometria
interna do corpo da válvula. (fig. 2-C).
resultados da análise numérica
sobre o projeto conceitual
As configurações acima descritas têm seu comportamento fluidodinâmico analisado numericamente com
a utilização de CFD. Para essa análise foi considerada
apenas uma corrente monofásica. Nesse caso, as tensões de cisalhamento, bem como os perfis radiais de
pressão e de velocidade azimutal estão sendo comparados, para diferentes concepções dos internos das
válvulas (fig. 3 – A e B).
As figuras de 4 a 6 mostram alguns resultados da
análise numérica do escoamento pela válvula ciclônica
de fluxo reverso. Esses resultados são de um estudo da
configuração mais adequada do conjunto sede/elemento
de regulagem/vedação. Foram consideradas, para análise comparativa, duas configurações bastante distintas,
mostradas na figura 3.
(A)
(B)
Figura 2 – Diferentes configurações para a
válvula ciclônica. A) válvula ciclônica de fluxo
direto; B) válvula ciclônica de fluxo reverso;
C) utilização de involuta para induzir o fluxo
de entrada a um movimento circular.
Figure 2 – Distinct conceptual configurations
for the cyclonic valve. A) direct flow cyclonic
valve; B) reversed flow cyclonic valve; C) use
of internal to induce inlet stream rotation.
Figura 3 − Configurações analisadas para o
sistema sede e obturador de vedação, na válvula ciclônica de fluxo reverso. A) obturador
em forma de disco; B) obturador em forma de
elipsoide.
Figure 3 − Analysed configurations for the
seat-plug in reversed flow cyclonic valve. A)
disc shape plug; B) ellipsoidal plug.
13 o
(A)
(B)
Figura 4 – Comparação dos campos de velocidade azimutal do fluido (rotação ao redor do eixo) obtido por simulação numérica para
escoamento monofásico em válvula ciclônica de fluxo reverso. A) obturador em forma de disco; B) obturador em forma de elipsoide.
Figure 4 – Comparison of azimuthal velocity component (rotation around the axis) field in reversed flow cyclonic valve;
A) disc shape plug; B) ellipsoidal plug.
A figura 4 indica que, para as mesmas condições
de alimentação e mesma abertura da válvula (área
livre de passagem), o conjunto com sede e elemento
de regulagem e vedação em formato hidrodinâmico,
ou seja, em formato que permite o desenvolvimento
de linhas de corrente com curvatura mais suave, resultou em maiores velocidades de rotação do fluido.
Assim, o conjunto com elemento de regulagem e
vedação plano impôs ao escoamento uma perda do
efeito centrífugo.
(A)
As figuras 5 e 6 mostram que as taxas de deformação no
sistema com o conjunto elemento de regulagem e vedação/
sede hidrodinâmicos resultaram em uma distribuição mais
uniforme, sem apresentar os elevados valores em regiões
localizadas verificados na outra concepção do sistema elemento de regulagem e vedação/sede. Deve-se ter em mente
que altas taxas de deformação, ainda que localizadas, podem
resultar no cisalhamento das gotículas dispersas, contribuindo
para o emulsionamento do fluido e dificultando a separação
nos equipamentos situados a jusante.
(B)
Figura 5 – Comparação das taxas de deformação do fluido. A) plug em forma de disco; B) plug em forma de elipsoide.
Figure 5 – Comparison of fluid deformation rate field − in reversed flow cyclonic valve. A) disc shape plug; B) ellipsoidal
plug.
o 14
(A)
(B)
Figura 6 – Comparação das taxas de deformação do fluido (detalhe). A) plug em forma de disco; B) plug em forma de
elipsoide.
Figure 6 – Comparison of fluid deformation rate field − in reversed flow cyclonic valve (detail). A) disc shape plug; B)
ellipsoidal plug.
As primeiras simulações da concepção da válvula mostram que a perda de carga localizada na região da sede/
obturador com a concepção sede na forma de disco cônico
mostrou que, nessa região, as perdas de carga localizadas
são elevadas, bem como a taxa de cisalhamento do fluido.
Isto deve contribuir para a quebra dos glóbulos de cada
fase dos fluidos em escoamento, criando ou tornando
mais severas as emulsões. Tal fato levou a se modificar a
geometria do obturador para uma forma elipsoide e uma
forma correspondente para a sede. Essa nova configuração permitiu uma acomodação mais suave das linhas de
corrente, o que se traduziu em menores perdas localizadas
nessa região e também em menores taxas de cisalhamento do fluido, observadas quando da simulação numérica
dessa primeira variação da concepção da válvula ciclônica.
Verificou-se ainda, das simulações numéricas, que,
no caso de válvula bastante estrangulada (para gerar
altas perdas de carga), associada a uma vazão não muito
baixa, a rotação do fluido é significativamente amortecida na passagem do fluxo pela abertura obturador/sede.
Embora as simulações realizadas fossem monofásicas,
esses resultados indicavam que parte do efeito ciclônico
produzido no interior do corpo da válvula, que tem a
função de separar os fluidos, poderia ser perdido e até
mesmo sobrepujado pela perda localizada na passagem
do fluido pela referida abertura. Verificou-se ainda que,
quando a área de passagem obturador/sede não está
significativamente estrangulada, o amortecimento da
rotação é muito menor, e a rotação com efeito ciclônico
(aumento da velocidade de rotação para menores raios)
ainda pode ser percebida (fig. 7).
Foi construído um modelo físico da válvula ciclônica
de fluxo direto, em acrílico, com essa nova concepção
de par sede/obturador, para realizar medições do campo
Figura 7 – Mapa das intensidades de rotação
no modelo conceitual da válvula ciclônica de
fluxo direto.
Figure 7 – Fluid rotation intensity map – direct flow conceptual cyclonic valve.
15 o
de velocidades do escoamento monofásico pela válvula,
utilizando técnicas de velocimetria a laser (Particle Image
Velocimetry − PIV), cujos resultados são mostrados neste
trabalho.
medições experimentais no
modelo conceitual modificado,
utilizando a técnica PIV
A figura 8 mostra o modelo em acrílico da concepção
original da válvula ciclônica de fluxo direto construído
para medições velocimétricas, utilizando a técnica PIV.
Figura 8 – Modelo em
acrílico da concepção
da válvula ciclônica de
fluxo direto.
Figura 10 – Perfis de
velocidade azimutal
em três seções ao
longo da válvula
ciclônica.
Figure 10 – Measured radial profiles of
the azimuthal velocity
component in three
distinct cross sections
of the cyclonic valve.
Observa-se na figura 10 que, mesmo na última seção
transversal, situada a 600mm da alimentação, quase no
ápice do cone, ainda é mantido o efeito ciclônico (crescimento da velocidade com a diminuição do raio) de intensidade
semelhante à observada nas outras duas seções. Isso indica
que a conicidade adotada é suficiente para manter os mesmos níveis de rotação (conservação do momento angular).
Figure 8 – Transparent model of cyclonic
direct flow cyclonic
valve.
primeiro projeto mecânico
dos protótipos das
válvulas ciclônicas de
fluxo direto e reverso
características do primeiro
projeto mecânico
Figura 9 − Detalhe sede/obturador do modelo em acrílico.
Figure 9 – Detail of seat-plug in transparent
model.
o 16
Tendo em vista a facilidade construtiva das válvulas
ciclônicas, foram discutidas e propostas novas formas geométricas das válvulas ciclônicas de fluxo direto e reverso
(figs. 11 e 12, respectivamente). Nessas novas concepções,
foram mantidas as características principais das propostas
conceituais originais, a fim de preservar a função de separação ciclônica da válvula, ou seja, para assegurar que boa
parte da denominada “perda de carga” da corrente multifásica, ao passar pela válvula, decorresse da conversão da
energia de pressão e energia cinética de rotação do fluido.
Observa-se na figura 11 que se evitou, na concepção mecânica da válvula ciclônica de fluxo direto, uma
característica existente na concepção original, que é a
colocação de uma longa haste de comando dentro do
cone de escoamento, mantendo-se um obturador de
forma hidrodinâmica. Para não perturbar significativamente o escoamento e não aumentar muito as dimensões da válvula, essa haste teria que ser bastante esbelta.
Tal esbeltez, associada ao escoamento em presseção
do vórtice central do escoamento, poderia ocasionar a
vibração do conjunto haste/obturador, levando à perturbação do escoamento pela interação entre a haste
vibrante e o escoamento. De fato, essa vibração da haste
foi observada nos ensaios com o modelo em acrílico da
concepção original.
Figura 11 − Primeira
concepção mecânica
de fluxo direto.
Figure 11 – First
mechanical design
of the direct flow
cyclonic valve.
Figura 13 − Mapa das intensidades de
rotação na primeira concepção mecânica da
válvula ciclônica de fluxo reverso.
Figure 13 – Map of intensity of fluid rotation
in the simulation of the first mechanical design of the reversed flow cyclonic valve.
Algumas análises numéricas foram também realizadas, para determinar o melhor passo para o helicoide
indutor da rotação nas primeiras concepções mecânicas.
As figuras 14 e 15 mostram que a utilização de menores passos do helicoide é mais efetiva na produção de
maiores intensidades de rotação.
Figura 12 – Primeira
concepção mecânica
de fluxo reverso.
Figure 12 – First
mechanical design
of the reversed flow
cyclonic valve.
simulações numéricas com o
primeiro projeto mecânico
Figura 14 – Mapa das intensidades de rotação, válvula ciclônica de fluxo direto – maior
passo no helicoide de entrada.
Também nas simulações realizadas com a geometria das concepções mecânicas foi verificado o mesmo
comportamento citado no parágrafo anterior (fig. 13).
in the simulation of the first mechanical
design of the direct flow cyclonic valve – big
inlet helicoldal pass.
17 o
Figura 15 − Mapa das intensidades de rotação, válvula ciclônica de fluxo direto – menor
passo no helicoide de entrada.
in the simulation of the first mechanical design of the direct flow cyclonic valve – small
inlet helicoldal pass.
Uma vez que as simulações foram feitas com escoamento monofásico, não foi possível verificar o impacto
desse aumento na emulsificação, o que somente pôde
ser feito nos experimentos físicos, com os protótipos
metálicos.
Figura 16 – Detalhe dos protótipos das
válvulas ciclônicas (fluxos direto e reverso)
montados no banco de testes do laboratório
SepFas na Unifei.
Figure 16 – Detail of cyclonic valve prototypes installed in the test bench at SepFas
Lab in Federal University of Itajubá.
resultados experimentais – protótipo
da primeira configuração mecânica
Foram construídos dois protótipos, um da concepção
mecânica de fluxo direto e outro da de fluxo reverso.
Ambos os protótipos foram projetados considerando-se
vazão de projeto de 30 litros/minuto.
As válvulas foram montadas no banco de testes
do laboratório SepFas, na Unifei (figs. 16 e 17). Os ensaios foram realizados em condições controladas, com
óleo do campo de Albacora e água da rede pública de
abastecimento.
O primeiro trabalho realizado foi o levantamento das
curvas do coeficiente de vazão dos dois protótipos, que
podem ser vistas na figura 18. As curvas representam
para cada abertura da válvula o valor da vazão necessária
para ocasionar uma perda de carga de 1 [bar].
o 18
Figura 17 – Vista geral do banco de testes do
laboratório SepFas (Unifei), com os protótipos
das válvulas ciclônicas montados no banco.
Figure 17 – General view of the test bench in
SepFas Lab at Federal University of Itajubá.
Figura 18 – Curva dos coeficientes de vazão
Kv das válvulas ciclônicas.
Figure 18 – Comparative flow coefficient for
both direct flow cyclonic valve and reversed
flow cyclonic valve.
De posse das curvas de vazão, selecionou-se uma
válvula comercial que apresentou uma curva muito semelhante à da válvula ciclônica de fluxo reverso (fig. 19).
Já para a válvula ciclônica de fluxo direto foi necessário
modificar o interno de uma válvula globo comercial, para
obter uma curva de Kv análoga.
Com os protótipos das válvulas montados no banco
de testes do laboratório SepFas (Unifei), foram realizados testes preliminares para verificar se as concepções
geométricas adotadas na primeira versão do projeto
mecânico, operando com uma mistura de óleo (Albacora) e água, eram capazes de gerar a mesma perda de
carga da válvula convencional, porém com menor nível
de emulsificação.
Os resultados obtidos com a válvula aberta comprovaram que era possível obter a jusante da válvula ciclônica
Figura 19 − Curva de Kv para a válvula de
fluxo reverso e uma válvula globo comercial.
Figure 19 – Comparative flow coefficient
curve for both reversed flow cyclonic valve
and globe valve.
uma mistura com pelo menos o mesmo grau de segregação existente a montante da válvula. A válvula globo
convencional, operando com os mesmos ΔP (2 bar a 4
bar), entretanto, resultou numa mistura muito menos
segregada (fig. 20). O frasco da direita representa a mistura alimentada às válvulas, no centro tem-se a saída da
válvula ciclônica, e à esquerda a saída da válvula globo
convencional.
Para se obter os dois níveis de ΔP citados acima, não
se alterou a abertura da válvula, que permaneceu no seu
máximo. A diferença nos ΔP foi obtida aumentando-se
a vazão pelas válvulas e, portanto, a pressão de alimentação das mesmas.
19 o
elevado), o nível de rotação a jusante da válvula era significativamente reduzido. Assim, optou-se por introduzir
modificações no conjunto obturador/sede, de forma a
evitar esse problema. Isto levou a novas geometrias de
concepção mecânica para as válvulas ciclônicas de fluxo
direto e reverso.
segundo projeto
mecânico – segunda
geração das válvulas
ciclônicas
Figura 20 – Amostras dos fluidos (testes com
válvula aberta).
Figure 20 – Samples of fluids (tests with
valve totally opened).
Foi possível ainda observar que, quando bolsões de
óleo passavam pela válvula ciclônica, na corrente de jusante da válvula, devido à rotação remanescente, o óleo
concentrava-se na área central do fluxo.
Apesar desses resultados preliminares promissores,
quando se tentou operar as válvulas ciclônicas com
aberturas menores, para obter maiores ΔP, verificou-se
que o grau de cisalhamento a que a mistura bifásica era
submetida ao passar pela estreita abertura obturador/
sede era tão elevado, que praticamente todo o efeito
de separação resultante do campo centrífugo no corpo
da válvula ciclônica era anulado pela turbulência localizada quando o fluido passava por essa abertura, pois
as misturas a jusante da válvula ciclônica e da válvula
convencional eram indistinguíveis.
Esse último resultado levou à conclusão de que seria
necessário modificar o projeto da concepção mecânica
das válvulas ciclônicas. Um dos fenômenos observados
nas simulações, como já mencionado, foi o efeito do
estrangulamento na passagem pela abertura obturador/sede sobre a rotação. Verificou-se que, para altas
velocidades nessa abertura (válvula operando com ΔP
o 20
características gerais do
segundo projeto mecânico
Após análise detalhada dos resultados obtidos com o
primeiro projeto mecânico das novas válvulas e discussões
profundas sobre as causas dos problemas acima descritos,
partiu-se para uma nova concepção mecânica.
Nessa nova concepção, evitou-se uma configuração
que fornecesse ao escoamento multifásico pela válvula
uma passagem sob a forma de coroa circular, que foi associada à causa dos problemas observados na concepção
anterior. Em lugar dessa passagem, optou-se por adotar
novas concepções para o conjunto obturador/sede. Foram
concebidas diversas configurações geométricas para esses
novos conjuntos de internos e foi dado início ao pedido
de depósito de patente dessas novas concepções. Uma
dessas configurações foi arbitrariamente eleita, para a
construção do novo protótipo em aço e bronze, para
novas avaliações experimentais. Como se trata de concepções ainda em processo de patente, os detalhes das
características geométricas consideradas não serão aqui
exibidos. A figura 21 mostra a vista externa dos dois
novos protótipos. As características mencionadas foram
implementadas, tanto em projeto, como na fabricação
dos novos protótipos, para as duas versões de válvula
ciclônica (de fluxo direto e fluxo reverso).
As novas concepções das válvulas não permitem
o fechamento destas com garantia de estanqueidade
Figura 22 − Velocidade de rotação na válvula
ciclônica de fluxo direto (nova concepção
mecânica).
Figura 21 – Novos protótipos das válvulas de
fluxo direto (esquerda) e reverso (direita).
Figure 22 – Swirl velocity – direct flow cyclonic valve (new mechanical conception).
Figure 21 – New prototypes of cyclonic
valves – direct flow (on the right) and reverse
flow (on the left).
absoluta ao fluxo. Para obter estanqueidade, é necessária
a criação de uma segunda sede e a atuação de um segundo obturador (ainda não considerados no projeto) ou
ainda a montagem de uma válvula esfera, por exemplo,
em série com esta válvula de controle. Essa característica
não é considerada problemática, em se tratando de válvula de controle, pois o mesmo ocorre com as válvulas
de controle convencionais.
simulações numéricas com o
segundo projeto mecânico
Foram realizadas simulações com as geometrias das
novas concepções mecânicas das válvulas ciclônicas de
fluxo direto e reverso. Os resultados parciais dessas simulações, ainda em andamento, parecem indicar que,
nessa nova concepção, não havendo nenhuma seção de
estrangulamento acentuado após a indução da rotação,
o efeito ciclônico é obtido.
Alguns resultados da análise numérica se encontram
nas figuras de 22 a 24.
Figura 23 – Perfil radial da velocidade de
rotação na válvula ciclônica de fluxo direto
(nova concepção mecânica).
Figure 23 – Radial profile of swirl velocity
(new mechanical conception.
21 o
Figura 24 − Mapa da velocidade de rotação na válvula ciclônica de
fluxo reverso (nova concepção mecânica) – solução não convergida.
Figure 24 – Swirl velocity map – reversed flow cyclonic valve
(new mechanical conception).
As figuras 22 e 23 foram obtidas com a válvula direta
bastante estrangulada, ou seja, numa condição em que
a perda de carga total pela válvula é elevada. Mesmo
nessas condições, o efeito ciclônico é obtido (maiores
velocidades de rotação, para menores distâncias ao eixo).
Outro ponto a observar é que, embora velocidades elevadas sejam obtidas nos canais do obturador e, portanto,
a perda de carga nessa região seja elevada, a “perda de
carga” é, na verdade, conversão de energia de pressão
em energia cinética de rotação, no corpo cônico (fig. 22).
A válvula ciclônica de fluxo reverso possui um vortex finder que, com certeza, influencia o desempenho
da mesma, como pode ser visto na figura 24. O finder
objetiva guiar o fluxo de saída, criando uma câmara que
isola a porção de fluxo que está entrando da porção que
está saindo. No entanto, ele também atua de forma a
dissipar parte da energia de rotação que o fluido adquiriu na entrada, e isto não é conveniente. Os testes de
protótipo permitiram, como se verá à frente, analisar a
influência desse dispositivo interno.
resultados experimentais – protótipos
da segunda geração de válvulas
ciclônicas – segundo projeto mecânico
realizados ensaios de desempenho comparativo com válvula
globo convencional. Além da válvula globo antes utilizada,
também foram realizados ensaios comparativos com uma
válvula de controle especificada e adquirida especialmente
para atender aos mesmos requisitos das válvulas ciclônicas
em termos de curvas de coeficientes de vazão. A figura 25
mostra a válvula de controle globo, fornecida pela Sansom.
A figura 26 apresenta as curvas de coeficiente de vazão das
quatro válvulas, levantadas experimentalmente.
Figura 25 – Válvula
de controle convencional fornecida
pela Sansom.
Figure 25 – Conventional control valve
supplied by Sansom.
levantamento experimental do
comportamento das válvulas convencionais
Similarmente ao que foi feito com a primeira versão
do projeto mecânico das válvulas ciclônicas, para avaliar
essas novas versões de válvulas ciclônicas também foram
o 22
Foram realizados testes com as válvulas convencionais
globo e de controle Sansom para verificar o efeito das
Figura 27 – Variação do TOG na saída com a
perda de carga para válvula globo de ¼ pol.
Figure 27 – Variation of oil content downstream in sampled water (after settling time) for
¼” globe valve.
Figura 26 – Curvas dos coeficientes de vazão
das válvulas testadas.
Figure 26 – Flow rate coefficient curves of
the tested valves.
mesmas na geração de emulsões. Para isso, foram instaladas no banco de testes e testadas simultaneamente
uma válvula ciclônica e uma convencional. Foram geradas misturas de água e óleo no banco de testes, que
foram alimentadas simultaneamente à válvula ciclônica
e à válvula convencional. Amostras a jusante das duas
válvulas foram coletadas, também simultaneamente, em
funis graduados (fig. 30) e deixadas em repouso por um
mesmo tempo. Após esse período, o fundo dos funis foi
drenado para um balão de amostragem, que foi submetido ao procedimento normalizado de determinação de
TOG. Os resultados para as válvulas convencionais são
apresentados nas figuras 27 (válvula globo) e 28 (válvula
de controle Sansom).
perda de carga para válvula globo Samson.
Figure 28 – Variation of oil content downstream in sampled water (after settling time) for
Sansom control valve.
resultados obtidos com a válvula
ciclônica de fluxo direto
Foram inicialmente realizados testes com o novo protótipo da válvula ciclônica de fluxo direto. A figura 29
23 o
mostra essa válvula montada no banco de testes do laboratório SepFas na Unifei durante a campanha de testes.
Os resultados obtidos com essa válvula mostraram que
a válvula ciclônica, para as mesmas condições operacionais que a válvula globo convencional ou mesmo que a
válvula de controle convencional (Sansom), apresentou
muito menos geração de emulsão. As figuras de 31 a 34
mostram, qualitativamente, alguns resultados obtidos.
Figura 31 – Amostras obtidas do líquido drenado pelo fundo
do funil graduado, 4 a 5 minutos após a coleta. Amostra 1:
válvula globo e amostra 2: válvula ciclônica. Vazão: 15,80 kg/
min; pressão a montante da válvula: 2,39 bar; pressão a jusante, perda de carga em 3m de mangueira ¾” + 2,5m de coluna de líquido; concentração de óleo na alimentação: 3,8%.
Figure 31 − Samples of liquid drained from the bottom of the
sample collectors after 4 to 5 minutes of settling time. Sample
1: globe valve and sample 2: cyclonic valve. Flow rate: 15.8
kg/min; upstream pressure: 2.39 bar; downstream pressure:
less than 0.3 bar; oil concentration: 3.8%.
Figura 29 – Válvula ciclônica de fluxo direto,
montada no banco de ensaios da Unifei, ao
lado da válvula globo de CV similar.
Figure 29 − Prototype of direct flow cyclonic
valve, in test at Unifei Campus, in parallel
with a globe valve of similar CV.
Figura 32 – Amostras obtidas do líquido drenado pelo fundo
do funil graduado, aproximadamente 10 minutos após a coleta. Amostra 1A: válvula globo e amostra 2A: válvula ciclônica.
Vazão: 15,80 kg/min; pressão a montante da válvula: 2,39
bar; pressão a jusante, perda de carga em 3m de mangueira
¾” + 2,5m de coluna de líquido; concentração de óleo na
alimentação: 3,8%.
Figura 30 – Funis de coleta e decantação das
amostras efluentes das válvulas.
Figure 30 – Sample collecting and settling
containers.
o 24
Figure 32 – Samples of liquid drained from the bottom of the
sample collectors after 10 minutes of settling time. Sample
1A: globe valve and sample 2A: cyclonic valve. Flow rate:
15,8 kg/min; upstream pressure: 2.39 bar; downstream pressure: less than 0.3 bar; oil concentration: 3.8%.
Figura 33 – Amostras obtidas do líquido drenado pelo fundo do funil graduado, 4 a 5 minutos após a coleta. Amostra 5: válvula globo e amostra
6: válvula ciclônica. Vazão: 16,40 kg/min; pressão a montante da válvula:
4,03 bar; pressão a jusante, perda de carga em 3m de mangueira ¾” +
2,5m de coluna de líquido; concentração de óleo na alimentação: 16,1%.
Figure 33 − Samples of liquid drained from the bottom of the sample
collectors after 4 to 5 minutes of settling time. Sample 5: globe valve
and sample 6: cyclonic valve. Flow rate: 16.4 kg/min; upstream pressure: 4.03 bar; downstream pressure: less than 0.3 bar; oil concentration: 3.8%.
Figura 34 –Igual às anteriores, com as seguintes características: amostras 9 (válvula globo)
e 10 (válvula ciclônica). Q: 9,20 kg/min; P:
4,05 bar; C: 25% de óleo. Amostras 11 (válvula globo) e 12 (válvula ciclônica). Q: 13 kg/min;
P: 7,45 bar; C: 25% de óleo.
Figure 34 − Same as above, with the following characteristics: sample 9 (globe valve),
sample 10 (cyclonic valve). Q: 9,20 kg/min; P:
4,05 bar; oil concentration: 25%.
Qualitativamente, todas as amostras de águas retiradas dos funis de coleta das correntes a jusante da válvula
ciclônica de fluxo direto (amostras pares) apresentam
um teor de óleo significativamente inferior ao teor de
óleo encontrado nas amostras retiradas dos funis de coleta das correntes a jusante da válvula globo (amostras
ímpares). A figura 35 contém os valores dos teores de
óleo medidos na água do fundo dos funis, coletada nos
balões amostrados da válvula ciclônica de fluxo direto.
Comparando-se as curvas da figura 35 com as das figuras 27 e 28, observa-se que o teor de óleo incorporado
à água pela ação da válvula ciclônica é quantitativamente
muito inferior ao incorporado tanto pela válvula globo
convencional, como pela válvula de controle (também
do tipo globo) fornecida pela Sansom. Por exemplo, para
o caso de vazão na alimentação de ambas as válvulas
de 17 kg/min, com teor de óleo dessa corrente de 40%,
para um ∆P de cerca de 12 bar, a válvula Sansom resultou
num teor de óleo incorporado à água de cerca de seis a
sete vezes o teor incorporado pela válvula ciclônica de
fluxo direto.
resultados obtidos com a válvula
ciclônica de fluxo reverso
Similarmente ao realizado com a válvula ciclônica de
fluxo direto, foram realizados testes comparativos com
a válvula ciclônica de fluxo reverso. A figura 36 mostra
essa válvula instalada em paralelo à globo convencional
no banco de testes do laboratório SepFas na Unifei.
25 o
Figura 35 – Teor de óleo na água para diferentes perdas de carga na válvula ciclônica de
fluxo direto.
Figure 35 – Amount of oil in water in the
samples collected downstream of the direct
flow cyclonic valve.
Figura 36 – Válvula ciclônica de fluxo reverso,
montada no banco de ensaios da Unifei, ao
lado da válvula globo de CV similar.
Figure 36 - Reverse flow cyclonic valve mounted on the test bench next to a similar CV
globe valve . – Unifei.
Assim como observado para a válvula de fluxo direto, também para a válvula ciclônica de fluxo reverso
obteve-se, com o mesmo procedimento descrito (coleta
em funis e drenagem de fundo após determinado tempo
de decantação), uma superioridade qualitativa da válvula
ciclônica de fluxo reverso, comparada às válvulas convencionais (figs. 37 e 38).
Comparando-se a figura 41 e as figuras 27 e 28, observa-se que, similarmente ao que ocorreu com a válvula
o 26
ciclônica de fluxo direto, a de fluxo reverso também se
mostra quantitativamente bem superior à válvula globo
convencional no que tange à produção de emulsões
estáveis.
Deve-se observar ainda que, ao se compararem as
curvas das figuras 35 e 41, parece haver sistematicamente
um melhor desempenho da válvula ciclônica de fluxo reverso em relação à de fluxo direto, ainda que em alguns
casos esse desempenho superior seja apenas marginal.
Figura 37 – Águas oleosas obtidas do fundo do funil amostrador, coletadas após 15 minutos de repouso da amostra coletada. Vazão de 17
kg/min por válvula e pressão DP nas válvulas de cerca de 12 kgf/cm2.
Teor de óleo na alimentação: ~ 20%.
collectors after 15 minutes of settling time. Sample on the left: globe
valve and sample on the right: cyclonic valve. Flow rate: 17 kg/min;
upstream pressure: ~ 12 bar; downstream pressure: less than 0.3 bar;
oil concentration: ~ 20%.
Figura 38 – Águas oleosas obtidas do fundo do funil amostrador,
coletadas após 15 minutos de repouso da amostra coletada. Vazão
de 17 kg/min por válvula e pressão DP nas válvulas de cerca de 7 kgf/
cm2. Teor de óleo na alimentação: ~ 20%. Observar que o efluente da
válvula ciclônica (centro) está praticamente igual (qualitativamente) à
água de alimentação (esquerda).
Figure 38 – Samples of liquid drained from the bottom of the sample
collectors after 15 minutes of settling time. Sample on the left: globe
valve and sample on the right: cyclonic valve. Flow rate: 17 kg/min;
oil concentration: ~ 20%. Observe that the effluent from cyclonic
valve (center) is qualitatively equal to the inlet water (on the left).
Teor de óleo na alimentação de 40%.
collectors after 15 minutes of settling time. Sample on the left: cyclonic valve and sample on the right: globe valve. Flow rate: 17 kg/min;
27 o
Teor de óleo na alimentação de 40%.
Figure 40 – Samples of liquid drained from the bottom of the sample
collectors after 15 minutes of settling time. Sample on the left: cyclonic valve and sample on the right: globe valve. Flow rate: 17 kg/min;
Diferença entre TOG de saída e TOG de entrada com a perda
de carga para vazão de 10 Kg/min e conc. 20%
perda de carga para válvula ciclônica de fluxo
reverso.
Figura 42 – Comportamento das quatro
válvulas testadas (duas convencionais e duas
ciclônicas).
Figure 41 – TOG output variation in the pressure drop for a reverse flow cyclonic valve.
Figure 42 – Behavior of the four tested valves
(two conventional and two cyclonic).
Entretanto, deve ser lembrado que a válvula de fluxo
direto tem maior capacidade, para as mesmas dimensões
globais, o que justifica a continuidade do desenvolvimento de ambos os tipos de válvula.
Alguns dos resultados mostrados acima podem ser
sumarizados nas curvas da figura 42, que compara as
quatro válvulas para determinada condição de vazão total
de líquido e teor de óleo na alimentação.
o 28
atividades futuras
Considerando-se em particular os resultados experimentais obtidos com a última versão do projeto mecânico
das válvulas ciclônicas, comprovou-se experimentalmente
o conceito desse novo tipo de válvula (que é patente
Petrobras), mostrando sua superioridade, do ponto de
vista das atividades de processamento primário, frente às
válvulas convencionais, pois permite impor ao processo
a perda de carga requerida por este e evita a formação
de emulsões severas decorrente do emprego das válvulas
convencionais.
Mesmo considerando que, nesta etapa do projeto de
desenvolvimento, ainda não foi obtida uma geometria
otimizada das válvulas ciclônicas e mesmo com a realização ainda limitada de estudos de scale-up dessas válvulas,
o fato é que a segunda versão mecânica das válvulas
ciclônicas de fluxos direto e reverso, pelas vantagens
observadas nos testes, já pode ser objeto de desenvolvimento subsequente, visando sua transformação em
produto comercial. O projeto executivo, elaborado pela
Unifei, constitui o ponto de partida necessário para essa
primeira transformação em produto comercial.
Estamos iniciando negociações com uma empresa de
construção mecânica de grande porte para proceder ao
desenvolvimento desse produto.
O plano de trabalho a ser elaborado pela parceira
tecnológica deverá englobar a adaptação dos projetos
executivos das válvulas ciclônicas de fluxo direto e reverso, elaborados pela Unifei, para atender aos requisitos
e normas de válvulas aplicáveis à indústria do petróleo.
Assim, pelo menos os seguintes aspectos, dentre outros
a serem definidos por essa empresa, deverão ser objeto
desse plano de trabalho:
• atendimento aos requisitos API e outros aplic áveis a válv ulas choke e d e controle d e
processos para instalações de produção de petróleo (exemplo: Especificação Técnica Petrobras:
ET-3500.00-1514-270-PGT-002);
• adaptação do projeto para considerar conexões
por flanges;
• materiais a serem empregados para o corpo e internos (incluindo materiais especiais para fluidos
corrosivos – contendo H2S, por exemplo);
• processos de fabricação (fundição do corpo, usinagem de internos, etc.)
• tratamento superficial/revestimentos especiais nas
regiões internas dos fusos macho e fêmea, e superfície interna do cone do corpo para resistir à erosão e
abrasão provocada por fluidos que carreiam sólidos;
• projetos para diferentes classes de pressão;
• projetos para diferentes diâmetros de tubulação;
• compatibilidade com a especificação técnica Petrobras – ET-3000.00-1200-PCI-200-01, conhecida
como Especificação de Engenharia ET-200-03 – Materiais de Tubulação para Instalações de Produção e
Processo, em sua última revisão;
• construção de um ou mais protótipos industriais para
ambos os tipos de válvula (de fluxo direto e reverso),
para testes em campo (NUEX).
Além do trabalho acima citado, a ser desenvolvido
em Termo de Cooperação com a parceira tecnológica,
outras atividades relativas ao projeto de desenvolvimento de válvulas ciclônicas serão continuadas em paralelo,
preferencialmente pela Unifei, com o objetivo de abordar
os seguintes tópicos:
• novas concepções construtivas para ambas as válvulas (de fluxo direto e reverso) que preservem e
otimizem o efeito obtido nas concepções atuais;
• otimização da concepção construtiva, levando em
conta também o fator de escala;
• realização de testes controlados com ampla faixa
de condições operacionais, no que diz respeito a:
− variabilidade das características do óleo;
− variabilidade dos teores das fases óleo e água,
estudando desde emulsões de fase contínua
água, com pouco óleo, até fase contínua óleo,
com pouca água;
− investigação da influência da presença de gás
no desempenho;
− investigação da influência da presença de sólidos (análise acelerada de desgaste erosivo).
Os trabalhos de transformação da válvula ciclônica
em produto e de otimização de novas concepções devem
ser abordados simultaneamente, uma vez que ambas
as atividades fornecerão informações importantes que
podem afetar reciprocamente esses trabalhos. Assim,
por exemplo, uma exigência de materiais ou de processo de fabricação poderá nortear ou impor restrições ao
desenvolvimento de uma nova concepção da válvula
mais eficiente para fins de processo; concomitantemente,
29 o
uma nova concepção de interno que melhore de forma
expressiva o processo poderá implicar um procedimento de fabricação ou o emprego de um material distinto
daquele que estiver sendo considerado.
conclusões
Os resultados até agora obtidos neste projeto de pesquisa e desenvolvimento tecnológico permitem estabelecer com segurança as vantagens das válvulas ciclônicas
sobre as válvulas convencionais quanto à separação de
fases que ocorre a jusante numa planta de processamento primário de petróleo. As válvulas ciclônicas atuam
como as válvulas convencionais, para fins de controle de
variáveis de processo, quando operam com correntes
multifásicas. Para uma mesma perda de carga, a válvula
convencional resultou, frequentemente, em emulsões de
óleo em água com dez vezes mais óleo do que o obtido com a válvula ciclônica. Embora medições do efeito
sobre a dispersão das gotículas de água em óleo não
tenham sido obtidas nos testes realizados, acredita-se
que o efeito gerador desse tipo de emulsão pela válvula
ciclônica também seja significativamente menor que o
das válvulas de controle convencionais.
Estudos que partiram do projeto conceitual permitiram o projeto de conjuntos obturador/sede de perfil
hidrodinâmico, minimizando as zonas com elevadas
taxas de cisalhamento no escoamento interno da válvula. Os problemas observados na primeira geração de
protótipos (primeira concepção mecânica), que, quando
operando em situação de grande estrangulamento,
não apresentou significativa vantagem em comparação
à válvula convencional, mostraram a necessidade de
se aprimorar ainda mais a concepção para reduzir as
regiões de perdas localizadas. O cuidadoso estudo
desses resultados e as discussões técnicas que se seguiram conduziram ao projeto da segunda geração de
protótipos de válvulas ciclônicas. Essa segunda geração
mostrou-se bem-sucedida, mesmo quando operando
com grande estrangulamento. A utilização de uma
configuração para a região de estrangulamento que
permite a geração de grandes magnitudes do componente azimutal de velocidade do fluido contribuiu para
o 30
minimizar o efeito dispersor sobre a emulsão dessa
região de escoamento interno da válvula.
A necessidade de estudar, discutir resultados e reprojetar componentes de protótipos, ao contrário do
que ocorre em projetos tradicionais de engenharia, é
não somente esperada, mas integra a dinâmica natural
dos projetos de pesquisa e desenvolvimento (P&D) de
novas tecnologias, cujas rotas inicialmente planejadas
sofrem alterações no curso do projeto, em função dos
resultados experimentais.
Com o desenvolvimento das etapas mencionadas no
capítulo anterior, objetiva-se transformar esse projeto
num produto que seja comercialmente colocado à disposição da Petrobras.
referências bibliográficas
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y PETRÓLEO BRASILEIRO S.A. Carlos Alberto Capela Moraes; Luiz
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Philipe Matinez Marins; Dárley Carrijo de Melo. Válvula de controle
ciclônica. BR n. PI-0505620-9 A2, 21 dez. 2005.
y DAVIES, J. T., Drop Sizes of emulsions related to turbulent energy
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y SPROW, F. B., Distribution of drop size produced in turbulent
5, p. 839-842, 1985.
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v. 22, p.435-442, 1967.
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spliting in dispersion processes. AIChE Journal, New York, v. 1, n.
y WALSTRA, P. Principles of emulsion formation. Chemical Engi-
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y MORAES, C. A. C. Curso de Hidrociclones e sistemas de separação ciclônica. Rio de Janeiro: Universidade Petrobras, Escola
y MORAES, C. A. C.; MARINS, L.P.M.; MELO, D. C. Desenvolvimento
de Ciências e Tecnologia E&P, 2006. Apostila.
de válvulas ciclônicas. In: SEMINÁRIO DE PROCESSAMENTO E INSTALAÇÕES DE PRODUÇÃO, 3., 2006. [Trabalhos apresentados...]
Búzios: E&P ENGP. TPP. PMF, 2006.
anexo I
alguns conceitos sobre a
geração de uma dispersão
Um glóbulo (porção de forma indefinida, gota ou gotícula) de fluido, disperso em outro fluido imiscível, vai interagir com este por meio de forças que atuam na superfície
desse glóbulo. Essas forças, no caso geral, variam ponto a
ponto na superfície do glóbulo de fluido disperso e variam
também com o tempo, já que resultam do escoamento da
fase externa. Assim, uma melhor análise desse fenômeno pode ser empreendida se trabalharmos com a tensão
local (força por unidade de área) na interface entre a fase
contínua/glóbulo disperso. Essa tensão é uma função do
ponto e do tempo e é representada por t.
Essa tensão imposta sobre a gotícula é produzida
pelas tensões cisalhantes (tangencial à interface) e pela
31 o
pressão dinâmica (normal à interface), ambas decorrentes
do escoamento do fluido contínuo e que provocam deformação da interface. Essa deformação da gotícula, por
sua vez, gera uma distribuição de tensões cisalhantes e
pressão dinâmica interna ao fluido que forma a gotícula.
Como se trata de dois fluidos imiscíveis (já que são duas
fases), a chamada tensão interfacial dos dois fluidos − que
também pode ser entendida como a energia livre por
unidade de superfície, pois representa o trabalho requerido para vencer a coesão entre as moléculas da gotícula
– tende a se opor à deformação. Essa força restauradora,
por unidade de área, decorrente da tensão interfacial é
proporcional a s /d, onde d é o diâmetro da gotícula e
s é a tensão interfacial dos dois fluidos (nas condições
reinantes no escoamento). Essa expressão é facilmente
deduzida considerando o equilíbrio das tensões normais
à interface dado por:
onde o índice d se refere à fase dispersa (gotícula), o índice c refere-se à fase contínua, p é a pressão e tnn são
os componentes normais do chamado tensor desviador,
s é a tensão interfacial, e R1 e R2 são os dois principais
raios de curvatura da interface no ponto considerado.
Para uma gotícula esférica R1 = R2 = d/2 e o membro da
direita reduz-se a 4s /d.
Diversos pesquisadores, ao longo de mais de
meio século, estudaram as interações dos fluidos nos
sistemas dispersos e os mecanismos de quebra das
gotas da fase dispersa (Kolmogoroff, 1949; Hinze,
1955; Sprow, 1967; Davies, 1985; Walstra, 1993; Dalmazzone, 2000, entre outros). Vamos resumir aqui
algumas das conclusões desses trabalhos, com ênfase na ruptura do glóbulo de fluido disperso, em um
escoamento turbulento. A abordagem adotada por
Hinze é bastante didática.
Ele parte de uma análise de ordens de grandeza das
forças envolvidas, postulando que, nos primeiros instantes da dinâmica de deformação e ruptura da gotícula,
a pressão dinâmica que se estabelece internamente à
gotícula será da mesma ordem de grandeza das forças
por unidade de área que atuam sobre a mesma, ou
seja, da ordem de t e, portanto, as velocidades internas
o 32
à gotícula, decorrentes dessa interação, serão dessa
mesma ordem, ou seja:
ou
Considerando tal magnitude para o máximo do
campo de velocidades que se estabelece internamente
às gotículas, a ordem de grandeza das tensões viscosas
internas à gotícula é dada pela expressão a seguir, que
expressa a tensão viscosa de um fluido newtoniano, ou
seja, tal tensão é o produto da viscosidade pelo gradiente
de velocidade, na forma:
Das considerações anteriores, conclui-se que numa
gotícula de fluido dispersa em outro fluido atuam quatro
forças. Três delas, como será visto adiante, são forças superficiais cujos valores (por unidade de área da interface
gotícula/fase contínua) têm a ordem de grandeza dada
pelas expressões acima. A quarta é uma força de corpo,
isto é, proporcional ao volume da gotícula, que, em geral,
nos equipamentos de processamento primário, é devida
ao campo gravitacional, mas poderá também ser produzida por movimento de rotação do fluido, como no caso
de centrífugas e hidrociclones, ou até mesmo por campo
elétrico, caso as moléculas do fluido que compõem a gotícula sejam polares, ou existam íons salinos dissolvidos,
como ocorre nos tratadores eletrostáticos. Essa força de
campo, proporcional à diferença entre as massas específicas das duas fases, é responsável pela migração da fase
dispersa para uma determinada região do equipamento
de separação. Porém, em geral, não desempenha papel
direto na ruptura/coalescência das gotículas, exceto pelo
fato de que, ao concentrá-las numa determinada região,
a coalescência torna-se mais provável, pelo aumento da
concentração populacional de gotículas.
As três forças de superfície, que atuam na gotícula
distribuem-se pela área superficial da mesma e são diretamente responsáveis pela sua deformação e ruptura.
Essas forças podem ser então resumidas assim:
• tensões impostas pelo escoamento da fase contínua
sobre a gotícula, que tendem a deformá-la. Essa
força é proporcional ao valor das tensões t aplicadas
pelo fluido que circunda a gotícula;
• tensão interfacial, produzida pela coesão das moléculas do fluido que constituem a fase dispersa –
ou seja, a chamada pressão capilar – e que tende
a se opor à deformação da gotícula. Essa força é
proporcional a s /d, definido anteriormente;
• tensões viscosas geradas pelo gradiente de velocidade interno à própria gotícula, nas hipóteses
assumidas acima, são proporcionais a:
Assim, das expressões acima, de acordo com Hinze,
o critério para a ruptura da gotícula dispersa é que a
tensão aplicada pela fase contínua exceda a resistência
constituída pelas outras duas forças, ou seja:
Hinze obtém dois grupos adimensionais independentes tomando a razão entre duas das três forças acima
citadas. Um desses grupos é dado pela razão entre as
tensões externas e a tensão interfacial, denominado número de Weber generalizado, como será visto abaixo, e
é representado por NWe = t d/s sobre o qual focaremos
nossa análise. A denominação “generalizada”, proposta
por Hinze, deve-se a que, estritamente falando, o número
de Weber é usualmente apresentado na forma rcU2d/s,
onde rcU2 é a pressão dinâmica do escoamento (sendo
rc a massa específica da fase contínua, e U a velocidade
dessa fase). No caso da força externa ser decorrente de
uma tensão viscosa, o mesmo adimensional é expresso
por NWe = mcGd/s , onde G é o gradiente de velocidade
da fase contínua nas vizinhanças da gota e recebe a denominação de número de capilaridade.
Dessa forma, temos que, quanto maior o valor de NWe,
isto é, quanto maior a resultante das forças externas t comparada com a força contrária proporcionada pela tensão
interfacial 4s /d, maior a deformação. Num valor crítico
do número de Weber (NWe )crit , ocorre a ruptura da gota.
O (NWe )crit será dependente do padrão de escoamento
local, ao redor do glóbulo, como, por exemplo, quando a
fase contínua estiver em escoamento turbulento, o valor
de (NWe )crit não será o mesmo para todos os glóbulos
presentes no campo de escoamento. Evidentemente,
esse valor crítico não seria, portanto, único, num dado
escoamento, mas algum valor médio estatístico de
(NWe )crit pode ser associado ao tamanho médio dos maiores glóbulos que ainda estão aptos a resistir às forças de
ruptura, no campo de escoamento considerado. Para se
obter um valor médio estatístico significativo no escoamento em análise, um maior peso deve ser atribuído
àqueles padrões de escoamento e tipos de deformação
que produzem um menor valor de (NWe )crit .
Considerando a hipótese de não recoalescência,
hipótese em princípio aplicável somente em baixas
concentrações da fase dispersa, Hinze faz uma análise
da ruptura das gotículas dispersas em um fluido em
escoamento turbulento. Esse autor observa que, principalmente em função dos trabalhos de Taylor sobre o
escoamento cisalhante viscoso, muitos investigadores
têm frequentemente acreditado que, também no escoamento turbulento, a ruptura de gotas é um resultado da ação do cisalhamento viscoso. Entretanto, um
primeiro requisito para tal ruptura de gotas é que não
somente a gota não deformada, mas também a gota
alongada sejam pequenas, quando comparadas com as
regiões locais do escoamento viscoso. Para valores não
tão reduzidos do número de Reynolds, as dimensões
espaciais de tais regiões locais são muito pequenas,
comparadas, pelo menos, com as gotas maiores observadas na emulsão. Assim, é mais lógico assumir que as
forças decorrentes da pressão dinâmica do escoamento
turbulento sejam o fator determinante do tamanho das
gotas maiores. Essas forças de pressão dinâmica são
causadas por mudanças de velocidade em distâncias
muito curtas do escoamento, distâncias no máximo
iguais ao diâmetro da gota.
Também Walstra (1993) ressalta a supremacia da
turbulência na geração das emulsões. Esse autor afirma
que o escoamento laminar é, na maioria das vezes, não
muito adequado para a quebra de gotas suspensas em
água ou outro líquido de baixa viscosidade. Para que
essa quebra ocorra, as condições de escoamento têm
de ser (intensamente) turbulentas. Dalmazzone (2000)
confirma também esses resultados.
33 o
Com base na teoria acima, Hinze faz a análise da
ruptura dos glóbulos da fase dispersa imersa num fluido em escoamento turbulento, visando à obtenção do
diâmetro máximo da gotícula dispersa. No escoamento
turbulento, a velocidade de escoamento local varia de
modo caótico, e as flutuações são frequentemente caracterizadas por u’, isto é, a média da raiz quadrada do
quadrado da diferença entre a velocidade instantânea
u e a velocidade média U. Se a turbulência é isotrópica
(o que será aproximadamente verdadeiro se o número
de Reynolds for elevado e a escala de comprimentos
considerada for pequena), o escoamento pode ser
caracterizado de um modo simples, de acordo com a
teoria de Kolmogoroff . Há um espectro dos tamanhos
de vórtices turbulentos, e quanto menores eles forem,
maiores seus gradientes de velocidade (u’/x), até que eles
se tornam tão altos que os vórtices dissipam sua energia
cinética em calor; o tamanho dos menores vórtices x0 é
chamado de escala de Kolmogoroff, e gotículas menores
que essa escala não são usualmente muito deformadas.
Vórtices um pouco maiores são chamados de vórtices
que contêm energia e eles são os principais responsáveis
pela quebra das gotículas.
A abordagem de Hinze sobre o problema de quebra
da gota em regime turbulento se inicia com uma análise
dos tipos de escoamento local que seriam os mais prováveis responsáveis pela quebra das gotas. Esse autor relaciona alguns tipos básicos de escoamentos locais (região
ao redor da gota) como os mais prováveis responsáveis
pela quebra das maiores gotas. São eles: o escoamento
hiperbólico, o escoamento axissimétrico e o escoamento
de Couette. A energia cinética da flutuação turbulenta
cresce com o crescimento do comprimento de onda da
flutuação (associada ao tamanho do vórtice turbulento).
Desse modo, diferenças de velocidade devidas a flutuações turbulentas com um comprimento de onda igual a
duas vezes o diâmetro da gota irão produzir uma pressão
dinâmica mais elevada que aquelas devidas a flutuações
com comprimentos de onda mais curtos. Se assumirmos
que flutuações são responsáveis pela quebra das gotas,
o (NWe )crit assume o valor:
onde u’2 é o valor médio em todo o campo de escoamento do quadrado das diferenças de velocidade observáveis
em distâncias iguais a dmax. Para relacionar essa energia
cinética média a essa distância, consideramos o caso
mais simples, um campo de turbulência isotrópica. Para
esse caso de turbulência, a principal contribuição para
a energia cinética é feita pelas flutuações na região de
comprimentos de onda onde a expressão de distribuição
de energia turbulenta de Kolmogoroff é válida. Nessa região, o padrão de turbulência é determinado unicamente
pela taxa de fornecimento de energia ao escoamento e
por unidade de massa. Pode ser mostrado que, para essa
região, u’2 = C1(ed)2/3 onde C1 ≈ 2.0.
Assumindo que a influência da viscosidade do fluido do glóbulo disperso pode ser desprezada, então da
equação 1 obtém-se:
ou
(2)
onde C é uma constante. Se esse resultado for aplicado a
campos de escoamento turbulento não isotrópicos, deve
ser assumido que o padrão de turbulência é praticamente
isotrópico nas regiões de comprimentos de onda comparáveis ao tamanho das gotas maiores. De fato, muitos
escoamentos turbulentos reais, não isotrópicos, apresentam um espectro de energia (nas maiores energias) que
pode ser, com frequência, aproximado pelo espectro de
Kolmogoroff (vide referência em Hinze,1955).
O autor aplicou a equação 2 aos resultados experimentais obtidos por Clay (ver referência em Hinze, 1955).
Com um arranjo gerador de emulsão consistindo em
dois cilindros coaxiais, com o interno girando ao redor
do eixo, Clay determinou as distribuições de tamanhos
dessas gotas, o valor de d95; isto é, o valor para o qual
95% (em volume) das gotas está contido em gotas de
d < d95 . Considerando dmax ≈ d95 e aplicando a teoria a
esse d95, Hinze obteve de 2a:
(2a)
(1)
com um desvio padrão de 0,315.
o 34
Apesar das limitações acima descritas, o modelo obtido representa razoavelmente bem resultados experimentais compilados por Davies (1985) para diversos sistemas
de geração de emulsão, conforme mostra a tabela 1,
que inclui, entre os diversos dispositivos emulsionadores,
uma válvula. Essa tabela compara os valores medidos dos
diâmetros de gotículas dispersas geradas pelo dispositivo,
com os valores obtidos pela expressão 2a, considerando
a taxa de dissipação de energia correspondente. Como se
pode observar, os valores de dmax obtidos da expressão,
que é um modelo bastante simples, estão próximos dos
medidos experimentalmente.
A tabela 1 mostra ainda a superioridade, na geração
de emulsão, da utilização de uma válvula estrangulada
sobre os demais dispositivos geradores de emulsão, devido à elevada taxa de dissipação turbulenta proporcionada
por esse dispositivo.
Corroborando essas conclusões, resultados experimentais do tamanho das gotículas dispersas geradas
numa corrente de água oleosa por uma válvula agulha
com diferentes aberturas, obtidos no âmbito do projeto
multicliente Design and Instrumentation of Primary Separation Systems (DIPSS), liderado pela Universidade de
Manchester (Reino Unido), em 1997, mostram o efeito
dramático da abertura de uma válvula agulha sobre a
distribuição de tamanhos de gotas de uma emulsão de
óleo em água, conforme pode ser visto na figura 1, no
corpo principal deste artigo. Deve-se observar que, nessa
figura, sendo a vazão circulante constante, menores
aberturas implicam maiores perdas de carga na válvula
e portanto, maiores dissipações turbulentas.
Escala de comp.
dmax
de Kolmogorov Calculado da
dmax
lk (mm)
equação *** Res.exper.
(mm)
(mm)
Tipo de equipamento
Taxa de dissipação
de energia
(média típica na região
de dispersão)
W/kg
Flutuação de
velocidade
local típica
(m/s)
Válvula homogeneizadora
(abertura estreita)
400x106
12
0,22
0,7
~1
~0,05
Moinho coloidal
0,44x106
1,6
1,3
10,5
6
0,1
Sopradores de fluido
12x106
3
0,5
2
2
<0,1
Impelidores de agitadores
6x106
0,2
3,6
70
50
12
dmin
Res. exper.
(mm)
Tabela 1 – Comparação entre os diâmetros máximos para alguns dispositivos geradores de emulsão (Davies, 1985).
Table 1 – Comparison of maximum disperse phase diameter obtained using some distinct emulsion generator devices
(from Davies, 1985).
35 o
autores
Carlos Alberto Capela Moraes
Luiz Philipe Martinez Marins
\\Centro de Pesquisas da Petrobras
(Cenpes)
\\Gerência de Tecnologia de Processamento Primário e Avaliação de
Petróleos
(Cenpes)
Petróleos
[email protected]
[email protected]
Carlos Alberto Capela Moraes é graduado em Engenharia Civil pela
Escola Politécnica da USP (1977), com mestrado em Engenharia Química
pela Coppe/UFRJ (1994) e doutorado em Engenharia Mecânica pela
Coppe/UFRJ (2003). Ingressou na Petrobras em 1978, tendo atuado no
Cenpes, na área de Projeto de Básico de E&P, em processamento primário
de petróleo (PPP). Por 12 anos foi responsável pela disciplina de Processo,
na Engenharia Básica, em diversos projetos de plataformas de produção
para a Bacia de Campos. Passou a atuar na área de projetos de P&D,
também em PPP, tendo coordenado e participado, ao longo dos últimos
15 anos, de vários projetos de P&D, sendo que coordena o projeto aqui
apresentado. É especialista em tecnologias ciclônicas, atuando como
instrutor na UP e na UERJ em cursos da área de PPP.
André Sampaio Monteiro
Fabrício Soares da Silva
(Cenpes)
Petróleos
(Cenpes)
Petróleos
[email protected]
[email protected]
André Sampaio Monteiro é graduado em Engenharia Mecânica pela
Universidade Federal do Rio de Janeiro (UFRJ) em 2003, com mestrado
em Engenharia Mecânica pela Coppe/UFRJ em 2005. Trabalhou quatro
anos como bolsista de iniciação científica do CNPQ no Laboratório de
Mecânica da Turbulência (Coppe/UFRJ). Trabalhou dois anos na Embraer
(área de análise estrutural). Especializou-se na técnica de anemometria
a laser doppler no laboratório de fluidos da Faculdade de Engenharia da
Universidade do Porto/Portugal. Atualmente, trabalha no Laboratório de
Mecânica dos Fluidos do Cenpes/PDP/TPAP, com diversas técnicas de
medição de escoamentos.
o 36
Luiz Philipe Martinez Marins é graduado em Engenharia Mecânica
pela Universidade Federal do Rio de Janeiro (UFRJ) em 1997, com mestrado em Engenharia Mecânica pela Coppe/UFRJ em 2007. Iniciou as
atividades no Cenpes em 1998 pela Fundação Gorceix. Ingressou na
Petrobras em 2002 para o cargo de engenheiro de petróleo e desde
então vem atuando na área de processamento primário. Atuou no laboratório de mecânica dos fluidos do Cenpes, utilizando tecnologia de
ponta para caracterização de escoamentos complexos em separadores.
Atualmente, coordena a atividade de implantação de uma planta piloto
de processamento primário de petróleo.
Fabrício Soares da Silva é graduado em Química Industrial pela
Escola de Química da Universidade Federal do Rio de Janeiro (2004).
Ingressou na Petrobras em 2004 como operador de produção na
UN-BC, onde participou de curso de formação e trabalhou na plataforma de produção P-18. Em 2006, foi reclassificado, por meio de
concurso, para o cargo de químico de petróleo, tendo participado,
nesse mesmo ano, do curso de formação em Salvador. Atualmente,
no Cenpes, participa de vários projetos de P&D na área de processamento primário de petróleo.
autores
Marcos Aurélio de Souza
Luiz Fernando Barca
\\Universidade Federal de Itajubá
\\Instituto de Engenharia Mecânica
\\Universidade Federal de Itajubá
\\Instituto de Engenharia Mecânica
[email protected]
[email protected]
Marcos Aurélio de Souza é engenheiro mecânico formado pela
Escola Federal de Engenharia de Itajubá (1989), mestre em Engenharia
Mecânica pela POLI/USP (1998), com mais de 30 anos de experiência
na área de usinagem e projetos mecânicos. Atualmente, é professor do
Instituto de Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Itajubá,
tendo como área de atuação processos de fabricação e automação da
manufatura, além da condução e participação em projetos de pesquisa
e desenvolvimento na área de processamento primário de petróleo, com
ênfase no desenvolvimento de equipamentos de separação de O/W e
W/O compactos.
Luiz Fernando Barca é engenheiro mecânico e mestre em Engenharia
de Produção pela Escola Federal de Engenharia de Itajubá (EFEI, atual
Unifei). É professor assistente no Instituto de Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Itajubá desde 1996, tendo atuado em disciplinas de
Processos de Fabricação, Metrologia e Estatística Aplicada. Pesquisador
no Laboratório de Separação de Fases (SEPFAS), onde atua em atividades
relacionadas à geração e caracterização de emulsões de óleo em água
e de água em óleo, e projeto e análise de desempenho de separadores.
João Américo Aguirre Oliveira Jr.
Lucilla Coelho de Almeida
\\Engineering Simulation and Scientific
Software (ESSS)
\\Engineering Simulation and Scientific
Software (ESSS)
[email protected]
[email protected]
João Américo Aguirre Oliveira Jr. é engenheiro mecânico formado
pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul em 2003. Obteve o título
de mestre em Engenharia Mecânica em 2006, também na Universidade
Federal do Rio Grande do Sul, com foco em modelagem de escoamentos turbulentos e simulação de grandes escalas (LES) de escoamentos
turbulentos. Trabalha na ESSS desde 2006 como especialista em CFD,
atuando no Centro de Pesquisas da Petrobras (Cenpes) concentrado
na simulação numérica de escoamentos da indústria do petróleo, onde
estuda a modelagem de problemas multifásicos e turbulentos.
Lucilla Coelho de Almeida é engenheira química formada pela Universidade Federal do Rio de Janeiro (UFRJ) em 2009, com ênfase em
refino e processamento pelo PRH-13 (Programa de Formação de Recursos
Humanos da ANP). Atualmente cursa mestrado em Engenharia Química
na Coppe/UFRJ, com foco em simulação computacional de escoamentos
multifásicos. Trabalha na ESSS desde 2009 como especialista em CFD,
atuando no Centro de Pesquisas da Petrobras (Cenpes) com foco na simulação numérica de escoamentos da indústria de petróleo, abordando
problemas multifásicos e turbulentos.
37 o
expanded abstract
This paper describes all the activities developed in the
course of a Research and Development Project aimed at
solving the problem of severe emulsion formation due
to multiphase flow through production choke valves
and process control valves. This project resulted in the
project and construction of a new kind of low shearing
valves, capable of substituting chokes and control valves
in multiphase flow without causing emulsion formation.
Although choke and control valves are necessary devices in a production plant so as to allow proper control of
the process variables, such as, level, flow-rate, pressure,
etc., they are designed to inflict a significant localized
pressure drop on a fluid stream. Many times, this high
pressure drop is beyond the required pressure drop to
achieve the control purposes, but it is in fact required
due to difference in the operating pressures of the upstream and downstream equipment in a process plant.
The very high rate of turbulence dissipation imposed on
the multiphase flow by these conventional valves shears the droplets of the dispersed phases resulting in the
formation of very severe emulsions, either oil in water
and water in oil types. Many researchers have studied
droplet brake-up in dispersed system flows. From these
studies it was concluded that turbulence dissipation rate
is a key parameter in establishing the maximum droplet
size for the dispersed phase. Hinze [1955] proposed the
known -2/5 exponent expression, where the maximum
diameter of the droplet of the dispersed phase is given by
where C is a constant, s is the interfacial tension, rc is
the density of the continuous phase and e is the turbulent
energy dissipation rate. Any choking valve is designed
to generate a punctual high rate of turbulent energy
dissipation due to the passage of the stream trough the
choking openings. As mentioned above, in the case of
multiphase streams, the high level of turbulence acts as
a dispersion tool which results in the formation of very
o 38
severe oil in water and water in oil emulsions. In order
to avoid the generation of small droplet diameters which
would result in tight emulsions it is necessary to decrease
the turbulent energy dissipation rate. A R&D project was
initiated from the conception of a new low shearing valve
capable of providing the required pressure drop, without
generating very much turbulence. The concept of this
new kind of valves was based on the flow in hydrocyclones, which are equipment that convert pressure energy
into kinetics energy of rotation. The crucial idea was
to convert (at least partially) the inlet pressure stream
into rotation kinetics energy, to achieve the required
downstream pressure. Two different kinds of new conceptual valves were generated in this conceptual phase,
they were called direct flow cyclonic valve and reverse
flow cyclonic valve. Both concepts were studied making
use of CFD simulations. Besides numerical simulations,
some experiments using laser measuring instruments
(LDA and PIV) were carried on Plexiglas models of one
of these valves operating in a single phase flow. Present
paper shows the activities developed during this R&D
project, including the following: 1) Conceptual design,
including CFD simulations, 2) Mechanical design of the
first generation of cyclonic valves, 3) Performance tests
carried out with these prototypes, 4) Discussion of test
results and mechanical design of the second generation
of cyclonic valves, including CFD analysis, 5) Prototype
tests of the second generation valves, showing they are
capable of imposing the required pressure drop to a
multiphase process stream resulting in much less severe
emulsions comparing to conventional control valves, 6)
Design and construction of high capacity valves, based
on the second generation valve design (to check possible
scale-up problems), 7) Result analysis and future activities.
Concept hypothesis and equipment prototypes are now
completely proved and next phase of project will include
optimization of the geometry of the valve and contact
with equipment maker to study industrial production
and commercialization.

chocke

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