downhole total gas separation in pumped directional wells
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y Luis Enrique Ortiz-Vidal y Oscar Mauricio Hernandez Rodriguez y Valdir Estevam y Divonsir Lopes
abstract
resumo
Os processos de produção de petróleo exigem desenvolvimentos tecnológicos constantes, mais agora, haja vista a descoberta do Pré-Sal, uma nova reserva de petróleo, potencialmente de alta qualidade. O processo de separação de gás no fundo de poços direcionais bombeados não é exceção. A presença de gás livre a montante da bomba é uma das maiores limitações dos sistemas de bombeio monofásicos, por acarretar perda de eficiência, o fenômeno de surge e até mesmo falhas dinâmicas nos equipamentos. Não obstante o conhecimento deste problema, grande parte das pesquisas atuais está sendo direcionada ao estudo do comportamento do gás no interior das bombas e da máxima fração de gás livre permissível a montante da bomba para uma operação satisfatória. O presente estudo propõe uma mudança de paradigma, tendo por objetivo
KeyWords:
o two-phase flow o gas-liquid flow o gas separation o phenomenological modeling o gas separator
Palavras-Chave:
o escoamento bifásico o escoamento gás-líquido o separação de gás o modelagem fenomenológica o separador de gás
Separação total de gás no fundo de poços direcionais bombeados / Downhole total gas separation in pumped directional wells
Upstream oil and gas engineering relies on continuous technological devel-opments to improve the production processes. Nowadays, this is even more so with the discovery of the Brazilian Pre-Salt reserves of potentially high-quality oil. This is the case of downhole gas separation in pumped directional wells. Free gas in the pump suction is one of the most significant limitations for liquid pumping systems. Understandably, most research has been devoted to evaluate the free gas behavior inside the pump and to estimate the maximum permissible ratio of free gas. This study proposes a paradigm shift, to focus on ensuring the total separation of free gas upstream of the pump through an inverted-shroud gas separator in an inclined pipe. A criterion of total gas separation and a phenomenological modeling are presented. Geometrical configurations, the fluid thermophysical properties and operational parameters represent the model input variables. The proposed model was qualitatively validated with air-water and oil-nitrogen data from the literature. A quantitative validation was also carried out and compared to new experimental data collected with the inverted-shroud separator of the Thermal-Fluids Engineering Laboratory
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garantir a separação total de gás livre a montante da bomba por meio do uso de um separador do tipo shroud invertido em tubulação inclinada. Um critério de separação total de gás e uma modelagem fenomenológica são apresentados. Configurações geométricas, propriedades termofísicas dos fluidos e condições de operação representam as variáveis de entrada do modelo. O modelo foi validado qualitativa-mente com dados de água-ar e óleo-nitrogênio obtidos da literatura. Uma validação quantitativa e ajuste também foram realizados a partir de dados coletados no separador piloto shroud invertido do Núcleo de Engenharia Térmica e Fluidos da Universidade de São Paulo (NETeF/USP), com ar e água como fluidos de trabalho. Os resultados do modelo são mapas de separação total de gás em função das condições de operação. Apesar de o modelo ter sido ajustado para água e ar, os resultados são fenomenologi-camente válidos e a modelagem facilmente adaptável para fluidos de fenomenologia semelhante, como, por exemplo, óleo de baixa viscosidade como os presentes no Pré-Sal. A abordagem apresentada poderia assistir na otimização e dimensionamento de sistemas de bombeio submerso na produção de poços direcionais de petróleo.
abstract
(NETeF) at the University of São Paulo (USP), São Carlos campus. Air and water were used as the test fluids. The results are maps of total gas separation as a function of operational parameters. Although the model was adjusted for air and water, the results are phenomenologically valid and easily adaptable for fluids with similar phenomenology, e.g., low viscosity oil (light oil) such as found in the pre-salt reserves. The present approach could facilitate the opti-mization and sizing of pumped directional well systems.
(Expanded abstract available at the end of the paper).
introdução
Separação gás-líquido é uma operação na qual a fase gasosa é apartada da fase líquida ou vice-versa. Na indús-tria de petróleo, no fundo de poços, quando presente, essa separação é normalmente obtida pela ação de equi-pamentos específicos instalados a montante da bomba, por exemplo, separadores rotativos, helicoidais, ou através de separação natural por segregação gravitacional.
Um dos primeiros estudos da separação de gás foi reportado por Alhanati et al. (1994). Os autores desen-volveram e validaram um modelo fenomenológico para a eficiência de separação em um separador rotativo, utilizado na técnica de bombeio centrífugo submerso (BCS) na exploração de petróleo. Apesar dos bons re-sultados a respeito da eficiência de separação (η>90%), estes separadores apresentam limitações operacionais. A contar com partes móveis, a necessária manutenção com-promete a continuidade da produção. Uma alternativa a este problema foi proposta por Souza et al. (2003). Os autores desenvolveram um separador de gás constituí-do basicamente por um tubo de decantação ou shroud invertido e um helicoide fixo, segundo mostra a figura 1a. O shroud invertido é responsável principalmente pela separação gravitacional das fases, enquanto o helicoi-de transformaria o escoamento vertical, descendente e caótico, em um escoamento inclinado e segregado, promovendo, assim, melhor separação das fases. O equipamento foi fabricado e testado, obtendo eficiências de separação superiores a 90%. O separador proposto elimina as desvantagens das partes móveis presentes no separador rotativo, porém os autores reportam cuidados operacionais relacionados ao helicoide. Este restringiria significativamente a área de seção transversal do sistema e diminuiria a velocidade média do escoamento, dada uma vazão constante, podendo causar inundação. Souza et al. (2003) também assinalam cuidados no projeto me-cânico relacionados a robustez, facilidade de construção e instalação do separador.
O separador gás-líquido do tipo shroud invertido sem helicoide, quando usado verticalmente, apresenta um escoamento descendente e caótico, e consequentemen-te de altíssima dissipação de energia, comprometendo
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a separação das fases (Souza et al., 2003). Ortiz-Vidal et al. (2009) mostram que o helicoide fixo de Souza et al. (2003) poderia ser substituído pela mudança no ângulo de inclinação do separador, transformando o escoamento vertical, descendente e caótico, dentro do shroud, em um escoamento inclinado e segregado em canal livre, o que promoveria melhor separação das fases. A vantagem desta geometria estaria na elimi-nação de peças que poderiam comprometer a produção. A figura 1b mostra a distribuição geométrica do sepa-rador apresentado por Ortiz-Vidal et al. (2009). As le-tras representam os tipos de escoamento encontrados a partir de uma abordagem fenomenológica. Patentes já foram concedidas à Petrobras para separadores com
geometrias semelhantes às mostradas nas figuras 1a e 1b (Petróleo Brasileiro S.A., 2001a, b). Outros detalhes sobre este tipo de separadores podem ser encontrados em Rodriguez (2010).
Rondy et al. (1993) estudaram experimentalmente um separador shroud invertido com inclinação fixa de 20º. Os pesquisadores fizeram ensaios com três pares diferentes de fluidos: ar-água, nitrogênio-óleo (500cP) e nitrogênio- óleo (1.000cP), e concluíram que a eficiência de separação é função das vazões dos fluidos e da viscosidade. Contudo, os autores não explicam os resultados obtidos, nem a feno-menologia do escoamento no shroud invertido.
Outros trabalhos teórico-experimentais foram desen-volvidos para a previsão da eficiência de separação
Figura 1a) Separador gás-líquido shroud invertido e helicoide fixo proposto por Souza et al. (2003); Figura 1b) Distribuição geométrica do separador shroud invertido apresen-tado por Ortiz-Vidal et al. (2009). A: escoamento bifásico ascendente no anular externo; B: escoamento em superfície livre no anular interno; C: escoamento de transição, pro-duzido pela dissipação de energia cinética turbulenta no impacto entre o escoamento em superfície livre e o nível do anular interno (NAI), em consequência do qual, ocorre a geração de bolhas de gás, e escoamento bifásico descendente no anular interno; D: escoamento monofásico no tubo de produção.
Figure 1a) Gas-liquid separator proposed by Souza et al. (2003), whose geometry is composed of an inverted-shroud and a fix-helical; Figure 1b) Layout of inverted-shroud separator presented by Ortiz-Vidal et al. (2009). A: two-phase upward flow in the outer annular channel; B: free-surface flow in the inner annular channel; C: transition flow, characterized by the generation of gas bubbles that occurs due to turbulent kinetic energy dissipation and two-phase downward flow in the inner annular channel; D: single-phase flow in the production tubing, in the case of total gas separation.
Tubo de produção
Pressão de revestimento
Anular Interno
NAI
C
A
B
D
NAE
Saída de gás
Tubo intermediário ou shroud
Anular externo
borifíciotubo perfurado
nível dinâmicocascata
helicoide(4)
tubo de decantação(2)
helicoide(1)
helicoide(5)
coluna de produção
nível de separador(3)
bomba
tubo de sucção
revestimentoareia
canhoneado
areia
a
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natural de gás em separadores sem helicoide nem tubo de decantação. Apesar de os resultados se mostrarem coerentes, os dados experimentais são restritos, e os modelos precisam de variáveis de entrada de difícil ob-tenção na prática, por exemplo, frações volumétricas in situ (Liu e Prado, 2000, 2001a, b; Marquez e Prado, 2001, 2002a, b, c, d, 2003; Serrano 1999).
Como apresentado até aqui, as vantagens oferecidas pelo separador shroud invertido fazem atrativo o seu uso na produção de poços direcionais. No presente trabalho, uma nova filosofia é proposta: prever a separação total de gás num separador shroud invertido. Para isto, um critério e uma modelagem fenomenológica para a previsão da separação total de gás foram desenvolvidos. O modelo foi validado qualitativamente com dados de Rondy et al. (1993). A validação quantitativa e o ajuste foram rea-lizados com base em dados coletados num separador piloto shroud invertido, com ar e água como fluidos de trabalho e inclinações diversas. Uma ampla descrição do separador piloto shroud invertido utilizado para a coleta de dados de separação de gás é também feita.
Os resultados representam uma mudança de paradigma ao apresentarem mapas de separação total de gás em fun-ção das condições de operação. Apesar de o modelo ter sido ajustado para água e ar, os resultados são fenomenologi-camente válidos, e a modelagem facilmente adaptável para fluidos de fenomenologia semelhante, como, por exemplo, óleo de baixa viscosidade como os presentes no Pré-Sal. A abordagem apresentada poderia assistir na otimização e dimensionamento de sistemas de bombeio submerso na produção de poços direcionais de petróleo.
separador piloto shroud invertido
Uma bancada experimental foi cuidadosamente pro-jetada e construída no Núcleo de Engenharia Térmica e Fluidos (NETeF) da Universidade de São Paulo (USP), campus São Carlos, para o estudo da eficiência de sepa-ração gravitacional de gás num separador do tipo shroud invertido. Esta é composta basicamente dos equipamentos esquematizados na figura 2. Os principais componentes do
sistema experimental são designados por letras e listados na tabela 1, enquanto a instrumentação utilizada para a medição dos pontos experimentais está designada por números e listada na tabela 2.
F
G
H
I K
J
7
8P
Q
9 10 11
N
O
M
Linh
a de
águ
aLi
nha
de a
r
L
A B
C
D E1
4 5 6
2 3
Figura 2 – Esquema do separador piloto shroud invertido.
Figure 2 – Schematic representation of the pilot inverted-shroud separator.
Letra ComponenteA Compressor de ar tipo parafusoB Sistema de arrefecimento e filtragemC Reservatório de arD Válvula reguladora de arE Válvula esférica Ø1 1/2”F Reservatório de águaG Válvula esférica Ø1 1/2”H Válvula esférica Ø1 1/2”I Bomba de água helicoidalJ Variador de frequênciaK Válvula esférica Ø1 1/2”L Válvula esférica Ø1 1/2”M Misturador água-arN Sistema estrutural inclinávelO Dispositivo de teste - 10,5m.P Válvula reguladora de pressão do arQ Tanque separador água-ar.
Tabela 1 – Componentes do sistema experimental.
Table 1 – Components of the test loop.
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No inicio do circuito, o ar procedente do compressor centrífugo A é arrefecido e filtrado (B, fig. 2). O ar é men-surado por meio do medidor de vazão volumétrica 1; também são mensuradas a pressão e temperatura a jusante do medidor para obter a vazão mássica do ar a montante do dispositivo de teste O. No misturador M, o ar é misturado com a água procedente da bomba helicoidal I, por injeção direta numa conexão tipo Y. A vazão de água é regulada e mensurada pelo variador de frequência J e pelo medidor de vazão volumétrica 4, respectivamente. A mistura bifásica água-ar proce-dente do misturador ingressa na linha de teste, onde percorre todo o comprimento dela, de acordo com a fenomenologia descrita por Ortiz-Vidal et al. (2009). Na saída da linha de teste, são mensuradas as pressões da água e do ar por meio dos transdutores de pressão 7 e 8, respectivamente. A vazão de água retorna para o reservatório de água F. O ar separado é mensu-rado pelo medidor de vazão volumétrica 9; também são mensuradas a pressão e temperatura a jusante do medidor para obter a vazão mássica a jusante do dispo sitivo de teste.
O dispositivo de teste é formado por três tubula-ções montadas de maneira concêntrica e foi projetado para gerar diversos tipos de padrões de escoamento do tipo gás-líquido. As duas maiores são de vidro, e a menor, de PVC, de 125mm, 75mm e 21,2mm de diâ-metro externo, respectivamente. O comprimento total do dispositivo de teste é 10,5m, montado em seções de 1,5m de comprimento cada. O tubo de PVC é uma única peça de 8,55m de comprimento. Para mais de-talhes da bancada experimental e da instrumentação, consultar Ortiz-Vidal (2010).
critério e modelagem da separação total de gás
Os primeiros testes no separador piloto shroud invertido mostraram que o comprimento aNAI (fig. 3) é uma variável de extrema importância no fenômeno de separação gravi-tacional de gás. Notou-se que, quando o comprimento aNAI era menor do que o comprimento do enxame de bolhas (Lch, fig. 3) gerado no escoamento de transição (C, fig. 1b), bolhas de ar eram arrastadas em direção do tubo de produção e, consequentemente, a eficiência de separação de gás era menor que 100%. Com base nesta observação
Número Componente Marca Faixa de medida Precisão1 Medidor de vazão do ar Oval Gal50 0 até 20L/min 1%FE2 Transdutor de pressão Novus 510 0 até 5bar 0,5%FE3 Sensor de temperatura APPA MT-520 -200 até 1.372°C 0,1%RD+1°C4 Medidor de vazão de água Oval OGT 1 até 35L/min 0,75%RD5 Transdutor de pressão Novus 510 0 até 5bar 0,5%FE6 Sensor de temperatura APPA MT-520 -200 até 1.372°C 0,1%RD+1°C7 Transdutor de pressão Novus 691 -1 até 1bar 0,3%FE8 Transdutor de pressão Novus 510 0 até 5bar 0,5%FE9 Medidor de vazão do ar Oval Gal50 0 até 20L/min 1%FE10 Barômetro de mercúrio Princo 453 647 até 830mm Hg 0,5mm Hg11 Termômetro de mercúrio Princo 453 15 até 50°C 0,5°C
Tabela 2 – Instrumentação do sistema experimental.
Table 2 – Measurement instruments of the test loop.
Escoamento em superfície livre
Anular Interno
shroudLch
aNAI
Tubo de produção
NAI
Figura 3 – Representação do “enxame” de bolhas, produto da dissipação de energia no anular interno devido ao impacto do escoamento em superfície livre e o nível do anular interno (NAI).
Figure 3 – Schematic representation of bubbles swarm (Lch) gene-rated by turbulent kinetic energy dissipation in the inner annular channel due to the impact of the free surface flow and the internal annular level.
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experimental se desenvolveu o critério seguinte para a se-paração total de gás: existe um comprimento aNAI mínimo necessário que permite que as bolhas de gás geradas no escoamento de transição escapem antes de atingir a entra-da do tubo de produção (na prática: a entrada da bomba), garantindo, assim, 100% de eficiência de separação.
modelagem fenomenológica do comprimento aNAI mínimo
A modelagem visa estimar o comprimento aNAI mínimo que garante a separação total de gás a partir dos parâmetros geométricos e físicos do separador e dos fluidos utilizados. Este comprimento estaria composto por duas parcelas: a primeira devida ao desenvolvimento do perfil de veloci-dades no anular interno, adesenvolvimento (Çengel e Cimbala, 2007; Rodriguez, 2008); e a segunda devida ao movimento de ascensão da bolha de gás dentro do anular interno, pro-duto do balanço de forças (Lei de Stokes), aStokes, segundo descrito por Ortiz-Vidal (2010). Matematicamente estes comprimentos podem ser expressos pelas equações 1, 2 e 3:
(1)
(2)
(3)
Onde:Reai = número de Reynolds no anular interno;Dai = diâmetro hidráulico do anular interno;Vter = velocidade terminal, dada pela Lei de Stokes;dii = diâmetro interno do shroud invertido;Vai = velocidade média no anular interno.
Foram adotadas as seguintes hipóteses para o desen-volvimento do modelo fenomenológico:
1. o padrão de escoamento gás-líquido no anular externo não influencia no escoamento monofásico em superfície livre e, portanto, no funcionamento do separador;
2. toda a vazão de líquido que escoa pelo anular externo ingressa no anular interno;
3. o escoamento monofásico em superfície livre ocorre em regime permanente e uniforme, sem presença de aeração em todo o seu comprimento;
4. a energia dissipada no escoamento de transição é devida somente à mudança da energia cinética. Esta hipótese desconsidera que parte da energia dissipada é utilizada para a formação da interface das bolhas e a existência de uma desaceleração do fluido no anular interno, contudo é válida por fornecer maior margem de segurança para o projeto do separador;
5. para a análise de continuidade e balanço de energia no volume de controle (fig. 5), assume-se escoamento monofásico de líquido no anular interno. A perda de carga devida ao escoamento bifásico gás-líquido no anular interno é levada em conta por meio de um multiplicador aplicado sobre a perda de carga monofásica sujeita às mesmas con-dições de escoamento (k1). Detalhes sobre esse multiplicador são apresentados na seção resultados e discussões;
6. escoamento monofásico uniforme, incompressível e em regime permanente no tubo de produção;
7. todos os escoamentos são do tipo isotérmico;8. o gás se comporta como gás ideal.
Em regime permanente, o NAI fica estabilizado quando a vazão do líquido que ingressa no separador através do escoamento em superfície livre é igual à vazão do líquido que sai pelo tubo de produção, i.e., se alcança o equilíbrio dinâmico. A equação da continuidade para as hipóteses adotadas é expressa por (Çengel e Cimbala, 2007; Fox et al., 2006; Rodriguez, 2008):
Qp = AslVsl = AaiVai = AtpVtp (4)
Onde:Qp = vazão do líquido; A = área; V = velocidade média do escoamento.sl = superfície livre;ai = anular interno;tp = tubo de produção.
A velocidade média do líquido no anular interno é obtida a partir da equação da continuidade (equação 4) e conforme a hipótese preliminar número 5, i.e.:
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(5)
A velocidade terminal para uma bolha de gás num meio líquido (Vter) é obtida a partir da Lei de Stokes (balanço entre força gravitacional de empuxo e arrasto) para números de Reynolds suficientemente baixos, tal como mostra e equação 6 (American Petroleum Institute,1990; Çengel e Cimbala, 2007):
(6)
Onde:ρw = densidade do líquido;ρg = densidade do gás;µw = viscosidade do líquido.
O diâmetro da bolha de gás (db) é estimado a partir da dissipação da energia cinética do escoamento em superfície livre devido à turbulência no escoamento de transição (C, fig. 1b) (Gulliver et al., 1990; Kucukali e Cokgor, 2009; Volkart, 1980) segundo a equação 7:
(7)
Onde:σ = tensão superficial; Edis = taxa da dissipação de energia por unidade
de massa.
Supõe-se que Edis leva em conta a dissipação total da energia cinética do escoamento em superfície livre, i.e., considera-se a interface do líquido do anular interno sem movimento, então (Ortiz-Vidal et al., 2010):
(8)
Onde:Vsl = velocidade média do escoamento em super-
fície livre;Ldis = comprimento da dissipação de energia.
A velocidade média do escoamento em superfície livre (Vsl) está dada pela equação 9 (Çengel e Cimbala, 2007; Fox et al., 2006; Potter e Wiggert, 2004):
(9)
Onde:Dsl = diâmetro hidráulico do escoamento em super-
fície livre; β = ângulo de inclinação do shroud;fsl = fator de atrito para o escoamento em super-
fície livre.
Para obter detalhes sobre o cálculo de Dsl e fsl, con-sultar Ortiz-Vidal (2010). O comprimento de dissipação de energia pode ser calculado a partir da expressão dada por Ortiz-Vidal et al. (2010), para condições geométricas e de operação semelhantes às presentes no separador piloto (equação 10):
(10)
Onde a influência da viscosidade está embutida no parâmetro Qo, que representa a vazão de líquido crítica da transição de regime laminar para turbulen-to no anular interno assumindo escoamento mono-fásico, i.e., vazão de líquido Qo para um número de Reynolds igual a 2.100. O valor de 0,000142m3/s foi calculado para água à temperatura ambiente. O parâmetro c1 fornece dimensão de comprimento à expressão para o comprimento de dissipação de ener-gia Ldis (equação 10). O parâmetro c1 está relacionado ao comprimento de shroud, logo após o NAI, onde ocorre forte dissipação de energia cinética turbulenta, o que pode ser relacionado ao exame de bolhas domi-nadas pela turbulência, segundo Ortiz-Vidal (2010). O autor também observou certa variação desse comprimento em função da vazão e do ângulo de inclinação, porém ele permanecia quase constante para as condições testadas e possuía um valor médio
o 52
aproximado de 0,1m. Espera-se que o parâmetro c1 varie também com as propriedades dos fl uidos. Por outro lado, Ortiz-Vidal (2010) também simulou diferentes valores de c1, notando sua pouca infl uência sobre os resultados de aNAI e DP. Portanto, a análise de sensibilidade permite adotar o valor observado nos testes. Finalmente, admite-se que o cálculo do comprimento de dissipação, Ldis, é função de um único parâmetro de ajuste n. Dessa maneira, o modelo feno-menológico prevê, através do cálculo do comprimento aNAI mínimo, a região de separação total de gás.
relação entre aNAI e Ldis
Dada uma vazão de líquido Qp e um ângulo de incli-nação β fi xo, a separação total de gás das bolhas ge-radas no escoamento de transição pode ser alcançada garantindo um comprimento mínimo aNAI segundo o critério apresentado no início da seção 3, o que mostra que existe uma relação entre a efi ciência de separação η e comprimento aNAI (fi g. 4). Por sua vez, o comprimento do aNAI é função do comprimento aStokes, segundo a equação 1; e esse comprimento é função do diâmetro de bolha gerado no escoamento de transição, segundo pode ser observado na expressão para a velocidade terminal Vter (equações 3 e 6). A taxa de dissipação de energia cinética turbulenta por unidade de massa Edis é responsável pelo diâmetro de bolha db, segundo é mostrado na equação 7. Por sua vez, Edis é função do comprimento de dissipação Ldis, segundo é mostrado na equação 8. Por último, a correlação Ldis é função dos parâmetros de ajuste n e c1 (equação 10). A sequência lógica do modelo é apresentada na fi gura 4.
localização do nível do anular interno (NAI)
O volume de controle da fi gura 5 auxilia na loca-lização do nível do anular interno. Ele é formado pelo anular interno e o tubo de produção, com fronteiras de entrada e saída coincidentes com o duto anu-lar interno na zona do NAI e na saída do tubo de produção, respectivamente. A equação da energia, considerando-lo como fi xo e ado tando as hipóteses da equação de continuidade (equação 4), pode-se expressar mediante (Çengel e Cimbala, 2007; Fox et al., 2006; Rodriguez, 2008):
(11)
Onde:g = aceleração da gravidade;P = pressão;V = velocidade;Z = altura estática;hlT = perda de carga total;
Os índices 1 e 2 indicam entrada e saída, respec-tivamente (fig. 5). A perda de carga total (hlT) está constituída por três parcelas: a perda de carga devida ao escoamento bifásico no anular interno, a perda de carga monofásica no tubo de produção e as perdas localizadas devidas às mudanças nas linhas de corrente quando o líquido escoa do anular interno para o tubo de produção. Os detalhes de cálculo desta podem ser encontrados em Ortiz-Vidal (2010).
Na fi gura 5, observa-se que as alturas estáticas Z1 e Z2 dependem unicamente de parâmetros geométricos. Além disso, o termo Z1 está relacionado com a localização do NAI e, consequentemente, ao comprimento aNAI. Notando isto, para propriedades constantes dos fl uidos, a equação pode-se reescrever como uma função do multiplicador k1 (hipótese 5), do comprimento aNAI, do ângulo de inclinação (β), e da vazão de líquido (Qp):
P1 – P2 = DP = f [k1, aNAI, Qp, β] (12)
ηaNAI
aStokesModelo
dbolhaEdis
Ldis
n,c1
Figura 4 – Relação entre efi ci ência de separação e os parâmetros de ajuste do modelo. O sentido horário representa o desenvolvimento do modelo.
Figure 4 – Relationship between separa-tion effi ciency and the model adjustment parameters. The model development follows the clockwise direction.
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Tubo de produção
Pressão do revestimento
NAI1
aNAIZ1
β°
Z2
2
NR (Nível de referência)
Figura 5 – Localização do nível anular interno. Os pontos 1 e 2 indicam a trajetória do líquido desde o NAI até a saída do tubo de produção, respectivamente. A linha tracejada representa o limite do volume de controle.
Figure 5 – Location of the inner annular level (NAI). The points 1 and 2 indicate the liquid trajectory from the NAI to production-tubing exit, respectively. The dashed line represents the control volume boundary.
Conclusões experimentais
Explicação fenomenológica a partir do modelo proposto
Incremento da eficiência com a
viscosidade
Para vazões de líquido e gás e ângulo de inclinação fixos, a velocidade no escoamento em superfície livre diminui com o incremento da viscosidade, reduzindo, assim, o número de Reynolds e, consequentemente, a intensidade da turbulência. Paralelamente, o número de Froude, asso-ciado à quantidade de energia disponível no momento do impacto do escoamento em superfície livre com o NAI, originando o escoamento bifásico no shroud (esco-amento do tipo B ao C, fig. 1b), também diminui. Esses fatos fazem com que a taxa de dissipação de energia seja menor com o incremento da viscosidade, o que produz uma quebra de bolhas menos intensa, tendo como resul-tado bolhas maiores e, com isso, uma melhor separação natural ou gravitacional (Lei de Stokes). No entanto, um maior comprimento aNAI seria necessário para alcançar a separação total devido à influência da tensão super ficial. Supõe-se que esse mecanismo é preponderante em rela-ção à tendência de um líquido com viscosidade mais alta de reter as bolhas de gás carreadas em decorrência de interações interfaciais.
Incremento da eficiência com a vazão de líquido
Para uma vazão de gás e ângulo de inclinação fixos, o incremento da vazão de líquido acarreta aumento do comprimento aNAI (fig. 5), o que implica num maior comprimento destinado à separação. Dessa forma, um maior número de bolhas alcança o topo do shroud antes de chegar à entrada do tubo de produção, e, conse-quentemente, incrementa-se a eficiência de separação. No entanto, deve-se considerar que um incremento da vazão de liquido aumenta a turbulência no escoamento de transição (escoamento tipo C), fato que é conside-rado pela modelagem.
Diminuição da eficiência com o incremento da vazão de gás
Para uma vazão de líquido e ângulo de inclinação fixos, com o incremento da vazão do gás, ocorre a diminuição no comprimento aNAI, provavelmente pelo aumento da pressão de revestimento. Isso acarreta uma diminuição do comprimento destinado à separação e, consequente-mente, uma diminuição da eficiência de separação.
Tabela 3 – Explicação fenomenológica dos resultados experimentais de Rondy et al. (1993) baseada no modelo proposto.
Table 3 – Phenomenological explanation of Rondy et al. (1993)’s experimental results based on the proposed model.
Interpreta-se da equação anterior que, para cada con-dição de escoamento (Qp, β, k1) em regime permanente, é possível encontrar a diferença de pressões (P1-P2) a partir do conhecimento do comprimento aNAI, e vice-versa. A locali-zação de aNAI a partir de DP faz atrativo o uso da equação 12, já que na prática industrial os valores de DP são parâ-metros de operação conhecidos.
resultados e discussõesO modelo foi implementado num software de
cálculo e teve testada sua consistência com os resul-tados experimentais fornecidos por Rondy et al. (1993). A tabela 3 mostra a explicação fenomenológica, proporcionada pelo presente modelo, dos resultados obtidos por aqueles autores.
o 54
Note-se que as explicações do modelo para as con-clusões dadas por Rondy et al. (1993), com base nos seus resultados experimentais, apresentam coerência, i.e., o modelo consegue capturar a fenomenologia do separador shroud invertido. Consideramos, portanto, que o modelo proposto está validado qualitativamente, com os dados de literatura para uma angulação fixa de 20º. Entretanto, Rondy et al. (1993) não dizem nada a respeito do nível no anular interno (NAI) e da pressão do revestimento, parâmetros importantes segundo as análises feitas no estudo aqui apresentado.
Experimentos no separador piloto shroud invertido foram conduzidos com base no critério de separação total de gás apresentado. Água e ar à pressão quase atmosférica foram os fluidos de trabalho. Coletaram-se pontos expe-rimentais de eficiência igual a 100% ou separação total de gás (STG) e pontos com eficiência menor que 100% ou separação parcial de gás (SPG). As vazões de líquido testadas corresponderam à faixa de velocidade média no tubo de produção de 0,67 a 2,04m/s. Foram testadas diferentes inclinações do separador. Para mais detalhes do trabalho experimental, consultar Ortiz-Vidal (2010).
Os dados experimentais mostram a relação in-versa entre DP e aNAI para cada Qp-m e β constantes. Qp-m representa a vazão de líquido média dos pontos experimentais com um mesmo patamar de Qp (Ortiz-Vidal et al., 2012). Um exemplo típico desta relação é mostrado na figura 6. A incerteza na medida do comprimento aNAI é de 7,5cm. Como esperado, para Qp-m e β constantes, a eficiência de separação de gás se incrementa com o aumento do comprimento aNAI, revelando a importância deste parâmetro. Os resul-tados da equação 12 foram inseridos na figura 6. O valor de um foi adotado para o parâmetro k1. Isto com base nas simulações feitas por Ortiz-Vidal (2010), nas quais se mostra a pouca influência do parâmetro k1 no balanço de energia, i.e., sobre a perda de carga total. Esse fato poderia ser atribuído a que a perda de carga no anular interno é muito menor comparada à presente no tubo de produção devido à diferença de dimensões, diâmetro e comprimento. Baixas frações de gás no anular interno afiançariam a explicação anterior, mas estudos do fenômeno ocorrido no anular interno não estão disponíveis na literatura aberta (Ortiz-Vidal
et al., 2012). Nota-se que o modelo acompanha de maneira aceitável a tendência dos pontos experimen-tais, para os diferentes Qp-m.
Visando reconhecer a influência da vazão de líquido sobre a eficiência de separação, os dados coletados foram plotados para aNAI e DP, e os resultados foram mapas de eficiência de separação de gás (η), mos-trados nas figuras 7 e 8, respectivamente. Em ambas as figuras, são reconhecidas duas regiões: uma área de STG (Separação Total de Gás, pontos triangulares) e outra de SPG (Separação Parcial de Gás, pontos quadrados). Como esperado pelo critério proposto, na figura 7, a área STG localiza-se na parte superior, e a área SPG na parte inferior do gráfico. As figuras 7a e 7b mostram que:
0,950,90
0,850,80
0,70
DP [1
02 KPa
]aNAI [m]
0,60
0,75
0,65
0,50
0,55 97,7%±3,2
95,2%±3,4
98,6%±3,3
100%±3,2100%±3,3
100%±3,4
100%±3,5
99,9%±3,4 Qp–m=0,000213m3/s, ModeloQp–m=0,000325m3/s, ModeloQp–m=0,000421m3/s, Modelo
β=45º
99,2%±3,5
99,8%±3,2
100%±3,1
100%±3,10,40
0,45
0,35
0,0 0,5 1,0 1,5 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,02,0
Figura 6 – DP versus aNAI para 45° de inclinação e três vazões médias de água: Qp-m = (●) 0,000213±0,000008, (■) 0,000325±0,000007, (▲) 0,000421±0,000012m3/s. Os números indicam eficiência de separação de gás e sua incerteza na forma: η ± µη.
Figure 6 – DP versus aNAI for 45° inclination and three diffe-rent average water flow rates: Qp-m = (●) 0.000213±0.000008, (■) 0.000325±0.000007, (▲) 0.000421±0.000012m3/s. The numbers indicate the gas separation efficiency and its uncer-tainty in the format: η ± µη.
55 o
i) para alcançar a STG, é necessário incrementar aNAI quando a vazão de líquido aumenta (ver os mapas independentemente);
ii) o incremento do ângulo de inclinação intensifica o citado anteriormente (comparar ambos os mapas).
Como aNAI e DP têm relação inversa, na figura 8 os dados experimentais mostram que a área STG localiza-se agora na parte inferior, e a área SPG na parte superior do gráfico. O modelo foi ajustado seguindo a ordem
inversa apresentada na figura 4 e utilizando as equações apresentadas na seção 3. Os resultados do ajuste para aNAI foram inseridos na figura 7. A previsão do modelo para DP foi realizada aplicando a equação da energia, equação , e os resultados apresentados na figura 8. Observa-se que um n≥3,7 prevê adequadamente a transição de SPG para STG.
Nota-se na figura 8 que alguns pontos com eficiência de separação de gás menores que 100% (pontos qua-drados) estão localizados na área de STG. Isso se deve:
β=45ºβ=15º η<100%η=100%Modelo, n = 3,7
4,5a4,0
3,0
2,0
1,0
Vazão de líquido, Qp [m3/s] Vazão de líquido, Qp [m
3/s]
3,5
2,5
1,5
0,5
0,01E–4 1E–42E–4 2E–43E–4 3E–44E–4 4E–45E–4 5E–4
a NAI [m
]
4,5b4,0
3,0
2,0
1,0
3,5
2,5
1,5
0,5
0,0
a NAI [m
]
Figura 7 – aNAI versus Qp-m para 7a 15° e 7b 45° de inclinação. Os pontos triangulares e quadrados representam eficiências de separação de 100% e menores que 100%, respectivamente.
Figure 7 – aNAI versus Qp-m for inclination angles of 7a 15° and 7b 45°. The trian-gular and square dots represent separa-tion efficiencies of 100% and lower than 100%, respectively.
Figura 8 – DP versus Qp-m para 8a 15° e 8b 45° de inclinação. Os pontos triangulares e quadrados representam eficiências de separação de 100% e menores que 100%, respectivamente.
Figure 8 – DP versus Qp-m for inclination angles of 8a 15° and 8b 45°. The trian-gular and square dots represent separa-tion efficiencies of 100% and lower than 100%, respectively.
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
DP [1
02 KPa
]
1E–4 2E–4 3E–4 4E–4 5E–4
Vazão de líquido, Qp [m3/s]
1E–4 2E–4 3E–4 4E–4 5E–4
Vazão de líquido, Qp [m3/s]
a 1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
DP [1
02 KPa
]
b
η<100%η=100%Modelo, n = 3,7
β=15º β=45º
o 56
i) às aproximações do modelo baseado em volume de controle;
ii) à alta eficiência de separação de gás, η (superior a 98%);
iii) à propagação de incerteza no cálculo da η (Ortiz-Vidal, 2010).
Contudo, observa-se que o modelo ajustado para n = 3,7 consegue prever de maneira satisfatória a tran-sição de STG para SPG. A localização da transição de
SPG para STG no gráfico DP em função de Qp apresenta vantagens frente ao gráfico aNAI versus Qp, já que na prática industrial os valores de DP são parâmetros de operação conhecidos.
Finalmente, para estabelecer as limitações do modelo com relação à faixa no ângulo de inclinação, novos dados em função do ângulo de inclinação para Qp-m = 0,000326 m3/s foram coletados. Gráficos de aNAI e DP em função de β foram construídos a partir desses dados e mostrados nas figuras 9a e 9b. Estas figuras seguem a mesma tendência que as anteriores: duas regiões são reconhecidas: uma área de STG e outra de SPG; a área de STG está localizada acima da área de SPG para a figura 9a; o contrário acontece com a figura 9b. Observa-se que o modelo prevê satisfato-riamente a transição de STG para SPG para angula-ções entre 15 e 60 graus. Para angulações maiores, o modelo prevê que um comprimento aNAI muito maior é necessário para que a separação total aconteça, produto do incremento da velocidade do escoamento em superfície livre. Estes resultados concordam com as observações feitas por Ortiz-Vidal (2010), que repor-tou um incremento da instabilidade da interface do escoamento em superfície livre com o aumento do ângulo de inclinação, sendo que para 60º se torna muito instável e para 85º desaparece completamente. Nessas condições, o modelo deixa de ser válido, já que foi desenvolvido para um escoamento em superfície livre segundo a hipótese 3 da seção 3.1.
conclusõesAs vantagens oferecidas pelo separador shroud inver-
tido - ausência de partes móveis, baixa necessidade de manutenção, fácil operação, geometria de fácil constru-ção e instalação - tornam atrativo o seu uso na produção de poços direcionais. Este trabalho apresenta um critério e uma modelagem fenomenológica para a previsão da separação total de gás para um separador do tipo shroud invertido. Esses são validados qualitativamente com dados da literatura para água-ar e óleo-nitrogênio. Uma validação quantitativa e ajuste do modelo são realizados com dados inéditos.
4,5a
b
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
1,2
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,1
0,2
0 10 20 30 40
Ângulo de Inclinação, β [°]
Ângulo de Inclinação, β [°]
50 60 70 80 90
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
a NAI [m
]DP
[102 K
Pa]
η<100%η=100%Modelo, n = 3,7
Qp–m=0,000326m3/s
Figura 9 – 9a aNAI e 9b DP como função do ângulo de inclinação. Os pontos triangu lares e quadrados representam eficiências de separação de 100% e menores que 100%, respectivamente.
Figure 9 – 9a aNAI e 9b DP as a function of the inclination angle. The triangular and square dots represent separation efficiencies of 100% and lower than 100%, respectively.
57 o
Esses dados experimentais foram coletados num separador piloto shroud invertido especialmente proje tado e construído para este estudo, com ar e água como fluidos de trabalho. As vazões de líquido tes tadas corresponderam à faixa de velocidade média de 0,67-2,04m/s no tubo de produção. Diferentes incli nações do separador piloto foram testadas. Mapas de separação total de gás em função das variáveis de operação, tais como pressão de revestimento, ângulo de inclinação e vazão de líquido, são os resultados da aplicação do modelo.
Apesar de o modelo ter sido ajustado para água e ar, os resultados são fenomenologicamente válidos para escoamentos turbulentos no anular interno, como, por exemplo, para óleos de baixa viscosidade, como os presentes no Pré-Sal. A potencialidade da mode-lagem reside na simplicidade de adaptação para o uso com fluidos e geometrias diferentes. Ao oferecerem uma metodologia para a previsão da separação total
de gás, e não apenas a estimativa da eficiência de separação, os resultados representam uma mudança de paradi gma na engenharia da separação de gás no fundo de poços direcionais. A abordagem apresentada poderá auxiliar na otimização e dimensionamento de sistemas de bombeio submerso na produção de poços direcionais de petróleo.
agradecimentosAgradecemos à Petrobras pelo apoio na montagem
experimental. Também gostaríamos de agradecer a Cinthia Politi Blanco, Thiago Freitas Albieri, Jorge Nicolau dos Santos, Fernando Augusto Alves Mendes e José Roberto Bogni pela grande ajuda. Luis Enrique Ortiz-Vidal agradece de maneira particular à Fapesp (Processo 2009/17424-2) pelo suporte financeiro durante a elaboração do presente artigo.
referências bibliográficas
y ALHANATI, F. J. S.; SAMBANGI, S. R.; DOTY, D. R.; SCHMIDT, Z.
A simple model for the efficiency of rotary separators.
In: SPE ANNUAL TECHNICAL CONFERENCE AND EXHIBITION,
Lousiana. Procee dings... Richardson: Society of Petroleum
Engineers, 1994. p. 67-82. SPE 28525-MS.
y AMERICAN PETROLEUM INSTITUTE. Management of
water discharges: design and operation of oil-waters
separators, Washington, Feb. 1990. (API Publication, 421).
y ÇENGEL, Y. A.; CIMBALA, J. M. Mecânica dos fluidos:
fundamentos e aplicações. São Paulo: McGraw-Hill, 2007.
y FOX, R. W.; McDONALD, A. T.; PRITCHARD, P. J.
Indrodução à mecânica dos fluidos. 6. ed. Rio de
Janeiro: LTC, 2006.
y GULLIVER, J. S.; THENE, J. R.; RINDELS, A. J. Indexing gas
transfer in self-aerated flows. Journal of environmental
engineering, Reston, v. 116, n. 3, p. 503-523, May 1990.
y LIU, B.; PRADO, M. G. state-of-the-art: literature review
on natural separation. Tulsa: University of Tulsa, 2000. Artificial
Lift Projects -TUALP; Technical Report TR-03.00.
y LIU, B.; PRADO, M. G. Implementation of bubble
tracking method for modeling natural separation
efficiency. Tulsa: University of Tulsa, 2001a. Artificial Lift
Projects -TUALP; Technical Report TR-11.
y LIU, B.; PRADO, M. G. Use of bubble tracking method
for modeling natural separation efficiency. Tulsa: University of
Tulsa, 2001b. Artificial Lift Projects -TUALP; Technical Report TR-08.
y MARQUEZ, R. A.; PRADO, M. G. Consolidation of the
experimental data for natural separation efficiency.
Tulsa: University of Tulsa, 2001. Artificial Lift Projects -TUALP;
Technical Report TR-07.
y MARQUEZ, R. A.; PRADO, M. G. Classification of expe-
rimental natural separation data according to flow
o 58
pattern regime. Tulsa: University of Tulsa, 2002a. Artificial
Lift Projects -TUALP; Technical Report TR-18.
y MARQUEZ, R. A.; PRADO, M. G. a comparative analysis
of previous simplified models for natural separation
efficiency. Tulsa: University of Tulsa, 2002b. Artificial Lift
Projects -TUALP; Technical Report TR-19.
y MARQUEZ, R. A.; PRADO, M. G. Modeling on natural sepa-
ration efficiency a new correlation. Tulsa: University of Tulsa,
2002c. Artificial Lift Projects -TUALP; Technical Report TR-20.
y MARQUEZ, R. A.; PRADO, M. G. Modeling on natural
separation efficiency new simplified model. Tulsa:
University of Tulsa, 2002d. Artificial Lift Projects -TUALP.
Technical Report TR-22.
y MARQUEZ, R. A.; PRADO, M. G. A new robust model for natu-
ral separation efficiency. In: SPE PRODUCTION AND OPERATIONS
SYMPOSIUM, 2003, Oklahoma City. Proceedings... Richardson:
Society of Petroleum Engineers, 2003. SPE 80922 MS.
y ORTIZ-VIDAL, L. E. separação gravitacional de gás em
um duto anular inclinado: estudo experimental e mode-
lagem fenomenológica. 2010. 139 p. Disertação (Mestrado) -
Universitdade de São Paulo, Escola de Engenharia de São
Carlos, São Carlos, 2010.
y ORTIZ-VIDAL, L. E.; RODRIGUEZ, O. M. H. A new approach
for gas separation in pumped directional wells. In: SPE LATIN
AMERICAN AND CARIBBEAN PETROLEUM ENGINNERING
CONFERENCE - LACPEC, 10., 2012, Lima. Proceedings...
Richardson: Society of Petroleum Engineers, 2010.
SPE 138321-MS
y ORTIZ-VIDAL, L. E.; RODRIGUEZ, O. M. H.; ESTEVAM,
V.; LOPES, D. Modeling of gas separation in an inclined
annular channel. In: IBEROAMERICAN CONGRESS OF
MECHANICAL ENGINEERING - CIBIM, 9., 2009, Las Palmas
de Gran Canaria. Proceedings... Las Palmas de Gran
Canaria: ULPGC/FeIbIM, 2009.
y ORTIZ-VIDAL, L. E.; RODRIGUEZ, O. M. H.; ESTEVAM, V.;
LOPES, D. Energy dissipation and bubbles generation in a gravi-
tational gas separator. In: BRAZILIAN MEETING ON BOILING,
CONDENSATION, AND MULTIPHASE FLOW, 2., 2010, São Carlos.
Proceedings... Rio de Janeiro: ABCM, 2010.
y ORTIZ-VIDAL, L. E.; RODRIGUEZ, O. M. H.; ESTEVAM, V.;
LOPES, D. Experimental investigation of gravitational
gas separation in an inclined annular channel. expe-
rimental Thermal and Fluid science, Amsterdam, v. 39,
p. 17-25, May 2012.
y PETROLEO BRASILEIRO SA. Divonsir Lopes. separador
de gás de fundo de poço. BR n. PI 9905912-6 B1, 24 jul.
2001, 2001a.
y PETROLEO BRASILEIRO SA. Divonsir Lopes. separador
de gás dotado de controle automático de nível. BR
n. PI 0000183-0 B1, 02 out. 2001, 2001b.
y POTTER, M. C.; WIGGERT, D. C. Mecânica dos fluidos.
3. ed. São Paulo: Pioneira Thomson Learning, 2004.
y RODRIGUEZ, O. M. H. Mecânica dos Fluidos: Pós-Graduação.
Apostila SEM5749. São Carlos: EESC-USP, 2008.
y RODRIGUEZ, O. M. H. eficiência da separação gravi-
tacional no fundo de poços direcionais e horizontais.
São Carlos: Universidade de São Paulo, 2010. Relatório
Final. Projeto de Pesquisa contratado pela Petrobras
nº 0050.0028512.06.2.
y RONDY, P.; CHOLET, H. J.; FEDERER, I. Optimization of heavy
oil and gas pumping in horizontal wells. In: SPE ANNUAL
TECHNICAL CONFERENCE AND EXHIBITION, 1993, Houston.
Proceedings… Richardson: Society of Petroleum Engineers,
1993. p. 417-427.
y SERRANO, J. C. Natural separation effiency in elec-
tric submersible pump systems. 1999. 83 p. Dissertação
(Mestrado) - University of Tulsa, Tulsa, 1999.
referências bibliográficas
59 o
autores
referências bibliográficas y VOLKART, P. The mechanism of air bubble entrainment in
self-aerated fl ow. International Journal of Multiphase
Flow, Amsterdam, v. 6, n. 5, p. 411-423, Oct. 1980.
y SOUZA, R. D. O.; LOPES, D.; COSA, R. D. O.; ESTEVAM,
V. Separador d e gás de fundo de poço de alta eficiência.
In: SEMINARIO DE ELEVAÇÃO ARTIFICIAL, ESCOAMENTO
E MEDIÇÃO DA PETROBRAS, 1., 2003, Rio de Janeiro.
Proceedings… Rio de Janeiro: Petrobras, 2003.
Luis Enrique Ortiz-Vidal
y Universidade de São Paulo (USP)y Departamento de Engenharia Mecânicay Núcleo de Engenharia Térmica e Fluidos
(NETeF)
[email protected] / [email protected]
Luis Enrique Ortiz-Vidal é formado em Engenharía Mecânica pela Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP, 2006) e Mestre em Ciências pela Universidade de São Paulo (USP, 2010). Tem experiência docente no Deparamento de Engenharia da PUCP e no programa de aperfeiçoamento de ensino (PAE-USP). No setor industrial, atuou nas áreas de indústria de alimentos e mineração (2005-2008) com ênfase no desenvolvimento, gestão e supervisão de projetos de transporte de fluidos, sistemas térmicos e projeto estrutural. Uma pesquisa sobre separação de gás aplicada à produção de petróleo (2008-2010) lhe valeu o Prêmio Petrobras de Tecnologia 2011. Atuou como pesquisador associado na Seção de Mecânica Aplicada da Ecole Polytechnique Montreal (2011). É doutorando na USP e pesquisador no Núcleo de Engenharia Térmica e Fluidos, na área de térmica e fluidos, especificamente vibrações induzidas por escoamento (FIV).
Oscar Mauricio Hernandez Rodriguez
y Universidade de São Paulo (USP)y Departamento de Engenharia Mecânicay Núcleo de Engenharia Térmica e Fluidos
(NETeF)
Oscar Mauricio Hernandez Rodriguez possui graduação em Engenharia Mecânica pela Universidade Federal de Uberlândia (UFU, 1996), mestrado em Engenharia Mecânica pela Universidade Estadual de Campinas (Unicamp,1998) e doutorado em Engenharia Mecânica pela mesma Instituição (2002), com estágio na Delft University of Tech-nology, Holanda. Trabalhou como pesquisador doutor para a Petrobras (2002). Atuou como pesquisador doutor associado contratado pela Delft University of Technology, onde realizou pós-doutorado (2004). Secretário do Comitê de Mecânica dos Fluidos da Associação Brasilei-ra de Engenharia e Ciências Mecânicas (ABCM), mandato 2011-2013. Livre-docente pela Universidade de São Paulo (USP, 2011). Prêmio Petrobras de Tecnologia (2011). É professor associado da Universidade de São Paulo (EESC-USP).
o 60
Valdir Estevam
y E&P Engenharia de Produção y Instalações e Processos de Produção y Gerência de Elevação e Escoamento
Valdir Estevam é formado em Engenharia Civil pela Escola Politéc-nica da USP (Poli-USP,1979). Ingressou na Petrobras em 1979, onde fez o curso de especialização em Engenharia de Petróleo (CEP-79). Tem mestrado em Engenharia de Petróleo pela Universidade Federal de Ouro Preto (UFOP, 1988) e doutorado em Ciências em Engenha-ria de Petróleo pela Universidade Estadual de Campinas (Unicamp, 2002). É engenheiro de petróleo sênior e consultor sênior. Atua na área de elevação artificial e escoamento multifásico na Petrobras. Coordena o Núcleo de Competência em bombeio centrífugo submerso submarino (BCSS) da Petrobras.
expanded abstract
Divonsir Lopes
y E&P Projetos de Desenvolvimento da Produção
y Competências Técnicas em Projetos de DP y Gerência de Elevação, Escoamento e
Engenharia Submarina
Divonsir Lopes é formado em Engenharia Civil pela Universidade Estadual de Ponta Grossa (UEPG, 1978). É Mestre em Engenharia de Petróleo pela Universidade Federal de Ouro Preto (UFOP,1986). Em 1979, foi admitido por concurso pela Petrobras e fez o curso de Engenharia de Petróleo (CEP-79). De 1980 a 1982, trabalhou embarcado nas plataformas da Bacia de Campos, na operação da produção de petróleo em águas rasas (RPSE). De 1982 a 2002, foi pesquisador do Centro de Pesquisas da Petrobras (Cenpes) na área de elevação e escoamento de petróleo e de gás, poços injetores de vapor, queimadores, ignidores e transferência de calor. De 2002 a 2011, foi engenheiro de elevação e escoamento dos projetos e operação da produção em águas profundas da Bacia de Campos (UN-RIO). Em 2005, foi promovido a consultor nas áreas de elevação, escoamento, injeção de vapor e transferência de calor. É engenheiro de elevação e escoamento dos projetos de produção estratégicos.
autores
Downhole gas separation becomes a real challenge for pumped oil production due to the restricted well space. The free gas should be separated upstream of the pump to avoid effi ciency losses and dynamic fai-lures due to surge and gas lock phenomena. There-fore, signifi cant efforts have been spent on designing effi cient downhole gas separators. These separators can be classifi ed as centrifugal, helical and gravitational (Ortiz-Vidal and Rodriguez, 2010). This study gives a brief description of these separators in the introductory chapter, where their advantages and disadvantages are discussed. It also suggests the inverted-shroud separator is the best option for downhole gas sepa-ration in directional wells because it: eliminates the moving parts and; does not compromise the annular channel cross-sectional area as much as helical sepa-rators (fi g. 1b).
The inverted-shroud separator and its phenomeno-logy are schematized in fi gure 1b. It is characterized by a cylindrical container (shroud) installed between the casing and production tubing. When installed in an inclined well, the shroud has the potential to convert a downstream, vertical and chaotic fl ow into a free-surface fl ow. Four different fl ows are recognized; type A: upward two-phase fl ow in the outer annular channel; type B: free-surface fl ow in the inner annular channel; type C: transition fl ow characterized by the generation of bubbles, which occurs due to the turbulent kinetic energy dissipation, and downward two-phase fl ow in the inner annular channel; and type D: single-phase fl ow in the production pipe. Observations of A, B, C and D fl ows and the separator operational characte-ristics analyses were carried out in the inverted-shroud test loop located in the Thermal-Fluids Engineering
61 o
Laboratory (NETeF) at the University of São Paulo, São Carlos campus, (Ortiz-Vidal, 2010, Ortiz-Vidal and Rodriguez, 2010, Ortiz-Vidal et al., 2010, Rodriguez, 2010).
This study proposes a phenomenological model for the inverted-shroud separator that is able to virtually predict the total gas separation. The model is based on a simple criterion: there is a specific fluid level (interface) in the inner annular channel (NAI) (fig. 3) related to a minimum length (aNAI) that ensures the total gas separa-tion of all type C flow generated bubbles (fig. 1b). The main goal is to predict the critical length (aNAI) for each geometric and operational condition. Equations 1-10 describe its determination procedure. Figure 4 outlines the calculation process.
The proposed model considered aNAI the key para meter, as it determines the total gas separation. However, aNAI is not the best input parameter for prati-cal purposes. Therefore, the energy equation is applied to relate aNAI to the pressure drop between casing and well head (DP between the NAI level and production-tubing exit level, fig. 5). The DP is a practical and useful parameter, being a design variable that can be manipu-lated during oil production. Equations 11 and 12 prove the relationship between aNAI and DP.
A qualitative validation of the proposed model was done against Rondy et al. (1993). Those authors per-formed an experimental study in an inverted-shroud separator with 20º of inclination. Results with air-water and oil-nitrogen showed that separation efficiency is a function of liquid and gas flow rates and liquid viscosity. Although their study reports important practical findings,
expanded abstract
it does not offer any physical interpretation of the sepa-ration process. Phenomenological interpretations of Rondy et al. (1993)’s results according to the proposed model are shown in table 3. A quantitative validation and adjustment was also performed with new experi-mental data collected in the inverted-shroud sepa rator located at NETeF, using air and water as test fluids. Figure 6 shows the relation between aNAI and DP, where a good agreement between experimental points and the model can be observed. Separation efficiency maps of aNAI length versus water flow rate Qp are shown in figure 7. Using equations 11 and 12, total gas separation maps of DP versus Qp were constructed and plotted in figure 8. The experimental adjustment showed that a value of n = 3.7 divides the maps in two regions, one of total gas separation (TGS) and other of partial gas separation (PGS). The limitations of the model respect to inclination angle were also assessed. The results are shown in figure 9.
It is believed the proposed solution may repre-sent the beginnings of a new approach to directional well gas separation. Considering the downhole gas separator use, the wellbore inclination is now a new parameter to be contemplated in the design of the pumping and separation system. Although the model was adjusted for air and water, the results are pheno-menologically valid and easily adaptable for fluids with similar phenomenology; e.g., low viscosity oil (light oil) as found in the Brazilian Pre-Salt oil reserves. The present model could facilitate the optimization and sizing of the pumping systems for the production of pumped directional well.
