EFEITOS DISSIPATIVOS DURANTE GOLPE DE ARÍETE EM TUBULAÇÕES DE PVC

EFEITOS DISSIPATIVOS DURANTE GOLPE DE ARÍETE EM

TUBULAÇÕES DE PVC

Alexandre Kepler Soares1; Luisa Fernanda Ribeiro Reis2 & Dídia Isabel Cameira Covas3 RESUMO --- A teoria clássica do golpe de aríete é usualmente utilizada para a modelação de sistemas de condutos pressurizados e tipicamente considera que a atenuação de uma onda de pressão em um conduto forçado ocorra principalmente pelos efeitos do atrito calculado para condições de escoamento permanente. No entanto, para a reprodução do comportamento hidráulico de sistemas existentes (de campo ou laboratório), especial atenção deve ser dada aos diferentes efeitos dinâmicos relacionados à dissipação de energia durante a ocorrência de transitórios hidráulicos. Além disso, a teoria clássica é consideravelmente imprecisa para tubos plásticos (como polietileno e policloreto de vinila), os quais são caracterizados por comportamento reológico viscoelástico. No presente trabalho, um simulador hidráulico, que incorpora os efeitos de fator de atrito variável e da viscoelasticidade do material da tubulação, foi utilizado para análise de transitórios hidráulicos em um sistema experimental composto por tubos de policloreto de vinila (PVC). Os resultados numéricos demonstraram que, se somente fator de atrito variável for considerado nas simulações, a atenuação e dispersão das ondas de pressão observadas não são reproduzidas a contento. A incorporação do comportamento viscoelástico do material do tubo resultou em bons ajustes dos valores simulados aos dados de pressão coletados em laboratório. ABSTRACT --- The classic water hammer theory is commonly used for modeling unsteady flow in pressurized pipe systems, and typically assumes that the attenuation of pressure waves in a pressurized pipe occurs mainly due to steady state friction. However, in order to reproduce the hydraulic behavior of existing systems (field or laboratory), special attention has to be given to the different dynamic effects related to the energy dissipation and wave dispersion during hydraulic transients. In addition, the classic theory is considerably imprecise for plastic pipes (e.g., polyethylene and polyvinyl chloride), which are characterized by viscoelastic rheological behavior. In the current research work, a hydraulic transient solver, which takes into account pipe-wall viscoelasticity effects and unsteady skin friction, was used to analyze transient events in an experimental facility made of polyvinyl chloride pipes (PVC). Obtained numerical results showed that, if only unsteady friction was considered, the attenuation and dispersion of transient pressures were not well described. The incorporation of the pipe-wall viscoelastic mechanical behavior provided an excellent fitting between numerical results and observed data.

Palavras-chave: transitórios hidráulicos, viscoelasticidade, fator de atrito variável. _______________________

1) Pós-Doutorando no Departamento de Engenharia Civil do Instituto Superior Técnico – Universidade Técnica de Lisboa, Portugal. E-mail: aksoares@gmail.com.

2) Professora Titular do Departamento de Hidráulica e Saneamento da Escola de Engenharia de São Carlos – Universidade de São Paulo. São Carlos/SP. E-mail: fernanda@sc.usp.br.

3) Professora Auxiliar do Departamento de Engenharia Civil do Instituto Superior Técnico – Universidade Técnica de Lisboa, Portugal. E-mail: didia.covas@civil.ist.utl.pt.

1 - INTRODUÇÃO

Embora sejam muitas as aplicações de modelos para análise hidráulica no regime transitório de escoamento, existem muitas questões ainda não solucionadas e esclarecidas. Karney (1999) enumera diversas questões ainda não resolvidas e que deverão ser fontes de investigações, dentre as quais um modelo mais acurado quanto à variação do atrito nas análises dos transitórios hidráulicos em condutos forçados (golpe de aríete). A maioria dessas análises ainda lança mão de modelos que consideram o termo de atrito calculado com base em equacionamentos desenvolvidos para o escoamento em regime estacionário, apesar de se admitir a variabilidade do atrito durante o escoamento em regime transitório.

Diferentes metodologias para o cálculo do atrito em regime de escoamento transitório têm sido apresentadas na literatura (Zielke, 1968; Brunone et al., 1991; Vardy e Brown, 1996; Vítkovský et al., 2000; Covas et al., 2005b). Em tais trabalhos, o modelo hidráulico apresentado pressupõe que o material do tubo tenha um comportamento reológico elástico linear. Embora isso seja verificado para tubos de concreto e metal, a teoria clássica do golpe de aríete é consideravelmente imprecisa para tubos plásticos (como polietileno e PVC), que exibem comportamento mecânico viscoelástico (Ferry, 1970; Aklonis e Macknight, 1983). Tubos plásticos têm sido largamente utilizados em sistemas de abastecimento de água devido às suas resistências mecânica, química, à temperatura e abrasão, e à baixa relação custo/benefício. O comportamento viscoelástico dos polímeros influencia significativamente a resposta das pressões durante eventos transitórios, induzindo súbitos picos de pressão e uma maior dissipação e dispersão das ondas de pressão. Tais efeitos têm sido experimentalmente observados em tubos de PVC por diversos pesquisadores (Meissner e Franke, 1977; Williams, 1977; Sharp e Theng, 1987).

Para a análise numérica do comportamento viscoelástico de tubos plásticos durante transitórios hidráulicos, duas metodologias têm sido propostas na literatura: (i) métodos baseados na resposta no domínio da freqüência, os quais são caracterizados pela utilização de celeridade dependente da freqüência (Meissner e Franke, 1977; Rieutord, 1982; Franke e Seyler, 1983; Suo e Wylie, 1990; Covas et al., 2005a); e (ii) métodos no domínio do tempo, que utilizam o Método das Características (MOC) com um termo viscoelástico adicional na equação da continuidade (Gally et

al., 1979; Rieutord e Blanchard, 1979; Guney, 1983; Ghilardi e Paoletti, 1986; Rachid e

Stuckenbruck, 1990; Rachid et al., 1992; Pezzinga, 2002; Covas et al., 2004a; 2005b).

No presente trabalho, um simulador hidráulico, que incorpora os efeitos da viscoelasticidade do material da tubulação pela adição de um termo adicional na equação da continuidade e do fator de atrito variável (termo adicional na equação da quantidade de movimento), foi utilizado para análise de transitórios hidráulicos em um sistema experimental composto por tubos de PVC

construído no Departamento de Hidráulica e Saneamento da Escola de Engenharia de São Carlos (EESC/USP). A função de fluência do PVC foi determinada via análise inversa e ensaios mecânicos de tração realizados com amostras do material. Simulações computacionais considerando os efeitos de viscoelasticidade e fator de atrito variável foram realizadas. Os resultados numéricos demonstraram a necessidade da consideração do comportamento viscoelástico dos tubos de PVC.

2 – MODELO HIDRÁULICO

2.1 – Modelo elástico linear

O fluxo transitório em um conduto sob pressão é governado por equações diferenciais parciais não-lineares, representativas das leis da quantidade de movimento (1) e de conservação de massa (2) (Chaudhry, 1987; Almeida e Koelle, 1992; Wylie e Streeter, 1993):

0 1 _{+ =} ∂ ∂ + ∂ ∂ f h t Q gA x H (1) 0 2 = ∂ ∂ + ∂ ∂ x Q gA a t H (2)

sendo x a distância, t o tempo, H = H(x,t) a carga piezométrica, variável ao longo do comprimento da tubulação e do tempo, Q = Q(x,t) a vazão, também variável ao longo do comprimento da tubulação e do tempo, a a celeridade ou velocidade de propagação da onda elástica, g a aceleração da gravidade, A a área da seção transversal do tubo e hf o termo de atrito. Dado que a velocidade do

escoamento no tubo é muito menor que a celeridade (V << a), os termos convectivos das equações (1) e (2) podem ser desprezados.

Considerando o comportamento elástico da parede do tubo, a celeridade pode ser estimada por (Wylie e Streeter, 1993):

(

)(

)

[

2 0

]

2 1 D/e K /E K a ψ ρ + = (3)

sendo K2 o módulo de elasticidade do fluido, ρ a massa específica do fluido, E0 o módulo de

elasticidade do tubo (Young), D o diâmetro interno da tubulação, e a espessura da parede do tubo e ψ um parâmetro adimensional que depende das propriedades elásticas do conduto (dimensões da seção transversal, condições de ancoragem da tubulação, razão de Poisson).

Tal equacionamento é tradicionalmente empregado para a análise de transitórios hidráulicos em tubulações metálicas, as quais possuem relação tensão x deformação linear e elástica. Além disso, são admitidas as seguintes hipóteses em tais equações (Covas, 2003): (i) o fluido é monofásico, homogêneo e compressível (a compressibilidade do fluido é incorporada na velocidade de propagação da onda elástica); (ii) variações na massa específica do fluido e temperatura durante o escoamento transitório são desprezíveis comparadas às variações de pressão e vazão; (iii) o

escoamento é unidimensional (1-D) com um pseudo-uniforme perfil de velocidades em cada seção transversal do tubo; (iv) o material do tubo possui comportamento reológico elástico linear; (v) não há movimento axial, ou seja, a interação fluido-estrutura é negligenciada; e (vi) o tubo é retilíneo e uniforme, com uma área da seção transversal constante e sem escoamento lateral (embora variações na área da seção transversal e escoamento lateral possam ser incluídos como condições de contorno).

Para o cálculo das perdas de carga em condições de escoamento transitório, o termo de atrito

hf da equação da quantidade de movimento pode ser representado por duas componentes:

u f u f s f f h gDA Q fQ h h h = + = ₂ + 2 (4) sendo hfs o termo de atrito para condições de escoamento permanente turbulento, hfu o termo de

atrito para condições de escoamento transitório e f o fator de atrito de Darcy-Weisbach.

Diversas formulações para o cálculo do termo hfu são apresentadas na literatura, mas, neste

trabalho, são utilizadas as fórmulas de Brunone et al. (1991) e Vítkovský et al. (2000) (equações 5 e 6, respectivamente):       ∂ ∂ − ∂ ∂ = x Q a t Q gA K hfu 3 (5)

( )

_      ∂ ∂ + ∂ ∂ = x Q Q SGN . a t Q gA ' k h_fu (6)

sendo K3 e k’ coeficientes de decaimento, e SGN o sinal da vazão (positivo ou negativo).

2.1.1 Formulação de Brunone et al. (1991)

Segundo o modelo proposto por Brunone et al. (1991), o conjunto de equações diferenciais (1) e (2) pode ser reescrito como:

0 2 = ∂ ∂ + ∂ ∂ x Q gA a t H (7) 0 2 1 3 2 _=     ∂ ∂ − ∂ ∂ + + ∂ ∂ + ∂ ∂ x Q a t Q A K DA Q fQ x H g t Q A (8) O conjunto de equações diferenciais parciais é resolvido pelo Método das Características, o qual permite a transformação das equações (7) e (8) em um conjunto de equações diferenciais ordinárias, as quais são identificadas como equações características positiva (C+) e negativa (C-):

(

1

)

2 0 1 3 = + + + + DA Q fQ K dt dH a gA dt dQ : C se 3 1 K a dt dx + = (9)

(

)

(

1

)

2 0 1 1+ ₃ + + ₃ = − − DA Q fQ K dt dH K a gA dt dQ : C se a dt dx ₌₋ (10)

No plano x-t, as linhas características C+ e C- possuem declividades diferentes (Figura 1), sendo necessário o uso de interpolações da malha de cálculo.

+ C − C t ∆ x ∆ S R A A' C B P ( ) a K . x 3+1 ∆ a K . x 3 ∆ a x t=∆ ∆ ϕ ( ) a t x : C K a t x : C − = ∆ ∆ + = ∆ ∆ − + 1 3

Figura 1 – Linhas características no plano x-t utilizando o modelo de Brunone et al. (1991). 2.1.2 Formulação de Vítkovský et al. (2000)

Para a eliminação de interpolações na malha de cálculo, a formulação de Vítkovský et al. (2000), a qual é um melhoramento do modelo de Brunone et al. (1991), é utilizada para o cálculo do termo hfu. Tal formulação é empregada com o uso de uma malha computacional retangular e linhas

características com declividade dx/dt = ±a, como mostrado na Figura 2.

1 − i i i+1 1 2... ...N N+1 A P B + C C− t . a x= ∆ ∆ t t t+∆ t x 0 = t 0 = x x=L

Figura 2 – Linhas características no plano x-t utilizando o modelo de Vítkovský et al. (2000). Neste trabalho, o esquema numérico proposto por Covas (2003) é aplicado, segundo o qual um esquema explícito de primeira ordem é utilizado para o cálculo do termo convectivo e um esquema implícito de primeira ordem para o termo local.

Aceleração convectiva x Q Q x Q : C it, t i t, t ∆ ∆ ∆ − − ± ₌ − ∂ ∂ m1 (11) Aceleração local t Q Q t Q : C it, it, t ∆ ∆ − ± ₌ − ∂ ∂ (12) Operador de sinal

( )

Q SGN

(

Qi t, t

)

SGN : C± = _{m1 −∆} (13)

2.2 – Modelo viscoelástico linear

Tubos plásticos, tais como policloreto de vinila (PVC) e polietileno (PE), respondem às solicitações de maneira instantânea elástica e retardada viscosa (lenta). Assim, a deformação total pode ser decomposta em deformação instantânea elástica, εe, e uma parcela de retardo, εr (Covas et

al., 2005b):

( )

t ε_e ε_r

( )

t

ε = + ₍₁₄₎

A variação da deformação ao longo do tempo, ε(t), para uma tensão constante σ0, estabelece a

função de fluência do material, J(t) = ε(t)/σ0, a qual é dependente da estrutura molecular,

temperatura e carregamento aplicado. Neste trabalho, a função de fluência J(t) é determinada a partir de ensaios mecânicos e, também, utilizando um modelo inverso baseado em dados coletados durante o escoamento transitório. No último caso, a função de fluência deve ser representada por uma expressão matemática e o modelo mecânico generalizado Kelvin-Voigt de um sólido viscoelástico (Figura 3) é tipicamente utilizado para descrever a função de fluência. Tal modelo consiste de uma combinação de elementos mecânicos – molas e amortecedores – que reproduzem o comportamento viscoelástico de um sistema real (Aklonis e MacKnight, 1983):

( )

∑

(

)

= − − + = NKV k k / t k e J J t J 1 0 1 τ (15)

sendo J0 a fluência do primeiro elemento mola definido por J0 = 1/E0, Jk a fluência da mola do

k-ésimo elemento Kelvin-Voigt definido por Jk = 1/Ek, Ek o módulo de elasticidade da mola do

k-ésimo elemento, τk o tempo de relaxação do amortecedor no k-ésimo elemento, τk = µk/Ek, µk a

viscosidade dinâmica do amortecedor no k-ésimo elemento, e NKV o número de elementos

Kelvin-Voigt. Os parâmetros Jk e τk são calibrados de acordo com dados experimentais.

0 E 1 E 1 µ 2 E 2 µ KV N E KV N µ

Figura 3 – Modelo mecânico generalizado Kelvin-Voigt de um sólido viscoelástico.

O conjunto de equações diferenciais parciais hiperbólicas (1) e (2) é utilizado para a descrição de transitórios hidráulicos em condutos com comportamento elástico linear. No entanto, para a consideração do comportamento viscoelástico do material da parede do tubo, a equação da continuidade (Eq. 2) deve ser novamente deduzida a partir do teorema de transporte de Reynolds. Assim, as duas componentes de deformação devem ser avaliadas: (i) a deformação elástica, que é incluída no termo derivativo da carga piezométrica em relação ao tempo e na velocidade da onda elástica, calculada pela Eq. (3), considerando E0 = 1/J0, e (ii) a deformação lenta, que é representada

por um novo termo na equação de continuidade. Assim, a equação da continuidade torna-se (Covas, 2003): 0 2 2 2 = + ∂ ∂ + dt d g a x Q gA a dt dH εr (16)

O novo conjunto de equações diferenciais é resolvido pelo Método das Características, o qual permite a transformação das Eqs. (16) e (1) em um conjunto de equações diferenciais totais válidas ao longo das linhas características com declividades dx/dt = ±a:

0 2 2 ₌       ∂ ∂ + ± ± ± t g a ah dt dQ gA a dt dH : C f r ε (17)

Utilizando uma malha computacional retangular (Figura 2) e desprezando os termos convectivos (em condutos forçados, a velocidade de escoamento do fluido é desprezível comparada à celeridade), estas equações simplificadas podem ser resolvidas numericamente pelo seguinte equacionamento:

(

)

(

)

2 0 1 2 1 1  =      ∂ ∂ + ± − ± − _{− −} ± m m m i, i r f t t, i t, i t t, i t, i H _gAa Q Q a th a_g t _t H : C _{∆ ∆} ∆ ∆ ε (18)

válido ao longo de ∆x/∆t = ±a. Nestas equações, a declividade da linha de energia (terceiro termo) e

o termo derivativo temporal da deformação lenta (quarto termo) não podem ser diretamente resolvidos e requerem mais uma discretização numérica. Covas (2003) apresenta as bases para o cálculo destes termos e o novo método é chamado aqui de Método das Características Híbrido (HMOC).

Assim, os termos ∂ε_r /∂t e εr são calculados como sendo a soma dos mesmos termos parciais

para cada elemento Kelvin-Voigt k:

( )

_{( )}

( )

k rk k k rk _{F i,t} J i,t t t , i τ ε τ ε − = ∂ ∂ ₍₁₉₎

( )

( )

(

)

(

)

( ) (

)

e

(

i,t t

)

t t t , i F t , i F e J t t , i F e J t , i F J t , i k k t/ k k t/ t/ rk rk k ∆ τ k _∆ ∆ kε ∆ ε _{= −} −∆ τ _{− − 1−} −∆ τ − − ₊ −∆ τ ₋ (20) em que:

( )

[

H

( )

i,t H

( )

i

]

e D t , i F =α₂γ − 0 (21)

sendo γ o peso específico do fluido, H0 a carga piezométrica em regime de escoamento permanente

e α o coeficiente dependente do tipo de ancoragem do tubo.

Os equacionamentos apresentados para a malha regular permitem a determinação de H, Q e ε nas seções interiores da malha de cálculo. Nos pontos extremos, são necessárias equações complementares em termos de H e Q para a obtenção da solução nos contornos, pois se dispõe de apenas uma reta característica em cada extremidade. Equações específicas para cada tipo de fronteira são apresentadas por Chaudhry (1987), Almeida e Koelle (1992) e Wylie e Streeter (1993).

3 – RESULTADOS E DISCUSSÃO

3.1 – Descrição do sistema e coleta de dados

O Painel Hidráulico Experimental (PHE), mostrado na Figura 4, possui três sistemas básicos: o sistema de alimentação, o sistema hidráulico de ensaios propriamente dito e o sistema de aquisição de dados. É composto por tubulações de PVC (PN 750 kPa), de comprimento total 203,20 m. Este material foi adotado por proporcionar fácil instalação, baixos valores de celeridade, custo e peso, tendo-se em vista a sua concepção vertical.

Vazamento Transdutor de pressão Válvula de gaveta Válvula esfera Medidor de vazão LEGENDA: THP-1 Reservatório THP _{Válvula de retenção} Bomba Tanque hidropneumático THP-2 THP-3 Válvula automática PVCφ 4" PVCφ 3" PVCφ 2"

Figura 4 – Painel Hidráulico Experimental (PHE).

A alimentação do sistema hidráulico é feita através de uma estação de bombeamento, equipada com duas bombas centrífugas de 1 cv e 5 cv de potência, ligadas em paralelo e com uma válvula de retenção imediatamente a jusante. A estação de bombeamento possui, ainda, três tanques hidropneumáticos de 135 L cada, e um reservatório a ser mantido com nível constante de 5 m durante os experimentos (circuito fechado).

O Sistema Hidráulico de Ensaios é formado, basicamente, por um conjunto de tubulações de 53 mm, 75 mm e 101 mm de diâmetro interno, e 3,6 mm, 5,2 mm e 6,5 mm de espessura das paredes, respectivamente. Além de componentes hidráulicos diversos, como tês, cotovelos e reduções, o sistema hidráulico possui um conjunto de 16 válvulas esfera e 16 válvulas de gaveta, destinadas à seleção de topologias e ao controle de vazões, e uma válvula automática para o estabelecimento de condições transitórias no sistema. O sistema dispõe ainda de 12 pontos laterais com válvulas de gaveta, destinados à simulação e testes de diferentes técnicas de detecção de vazamentos.

O sistema de aquisição de dados é constituído de três medidores de vazão eletromagnéticos de 100 mm destinados à leitura de vazões no escoamento permanente, nove medidores de vazão tipo roda d’água (hidrômetro) nos pontos de vazamento, 16 transdutores de pressão, placa de aquisição de dados, microcomputador, software para registro de pressões e vazões, geração de gráficos,

armazenamento de dados e controle da válvula automática (tempo de fechamento através do torque do motor).

Neste trabalho, são apresentados os resultados baseados em investigações sobre o circuito em série (simplificado) do PHE, conforme Figura 5. Com isto, reduziram-se as incertezas e complexidades envolvidas no isolamento dos diferentes fenômenos e reflexões da onda de pressão durante os transitórios hidráulicos.

P05 P06 P02 P07 P01 Reservatório Transdutor de pressão Válvula de gaveta Válvula esfera Medidor de vazão LEGENDA: Válvula de retenção Bomba PVCφ 4" PVCφ 3" PVCφ 2"

Figura 5 – Configuração simplificada do PHE.

Considerando a configuração do sistema apresentado na Figura 5, todas as tubulações em série possuem diâmetro interno igual a 75 mm, exceto os tubos a montante e jusante do medidor eletromagnético de vazão, com 101 mm, e ramais verticais, com 53 mm. Além disso, há uma redução para 15 mm entre a bomba centrífuga e a válvula de retenção. O sistema, com a topologia escolhida, possui comprimento total de 97,20 m, sendo 18,10 m do reservatório à bomba, 67,30 m da bomba à válvula de esfera (P07) e 11,80 m ao longo de ramais.

Dados de pressão foram coletados por quatro transdutores instalados nos pontos (Figura 5): P06 – 7,20 m a jusante da bomba; P02 – 32,40 m a jusante da bomba; P01 – 46,10 m a jusante da bomba; e P07 – 67,00 m a jusante da bomba e imediatamente a montante da válvula de esfera, a qual é utilizada para promover os eventos transitórios.

Durante os experimentos, a vazão na entrada do sistema foi medida somente em condições de escoamento permanente, e os conjuntos de dados de pressão foram coletados com uma freqüência de aquisição de 1000 Hz. Neste trabalho, os testes foram realizados para dois valores de vazão em regime de escoamento permanente e turbulento (Q0 = 1,77 L/s – Re ≅ 30000; e Q0 = 1,00 L/s –

Re ≅ 17000).

Para a representação matemática da bomba, foram utilizadas curvas características definidas pelos parâmetros de Suter para carga piezométrica e torque. A válvula de retenção foi modelada como sendo uma válvula em linha, e os valores de fechamento relativo, tempo de fechamento e vazão revertida foram determinados para cada simulação numérica.

3.2 – Calibração e verificação do modelo hidráulico

Estabelecidas as condições de contorno, partiu-se para a calibração e validação do modelo hidráulico desenvolvido. O primeiro parâmetro a ser determinado é a celeridade (velocidade da onda elástica), a qual pode ser estimada a priori por fórmulas teóricas (Chaudhry, 1987; Wylie e Streeter, 1993) com valor tabelado para o módulo de elasticidade do material do tubo. Além disso, a celeridade pode ser estimada com base no tempo de propagação da primeira onda de pressão entre dois transdutores de pressão (t*): a = L/t*, sendo L a distância entre eles.

Considerando valores fornecidos por fabricantes, o módulo de elasticidade do PVC varia de 2,40 a 2,75 GPa, equivalente às celeridades de 411 a 438 m/s. Já com a avaliação dos tempos de propagação da onda de pressão entre os transdutores, a velocidade da onda de pressão foi estimada em torno de 440 m/s, equivalente a um módulo de elasticidade de 2,78 GPa.

No entanto, foi constatado nas simulações numéricas que tais valores para as celeridades não resultavam em bons ajustes entre os valores simulados e observados durante os experimentos. A onda de pressão resultante das simulações computacionais apresentava sempre um retardo em relação à variação de pressão levantada nos ensaios, e as sobrepressões eram menores que as observadas. Isto se deve ao fato da utilização do módulo de elasticidade estático para o material dos tubos e à dispersão da onda de pressão devido ao fator de atrito variável, efeitos inerciais do fluido e à deformação lenta das paredes do tubo. Segundo Covas et al. (2004a), a análise de freqüência simplesmente fornece uma estimativa grosseira do valor da velocidade da onda de pressão, e que, em materiais plásticos, a celeridade é um parâmetro variável ao longo do tempo, ao contrário dos materiais de comportamento elástico, para os quais a celeridade pode ser considerada constante.

Sendo assim, diversas simulações hidráulicas foram realizadas utilizando valores para a celeridade variando de 450 a 520 m/s. Valores entre 450 e 460 m/s mostraram-se satisfatórios na reprodução das sobrepressões, mas não em relação à atenuação e dispersão dos picos de pressão. Tais valores para a velocidade da onda de pressão de 450 e 460 m/s conduzem a módulos de elasticidade dinâmicos, E0, correspondentes a 2,92 e 3,069 GPa, respectivamente.

Para a reprodução das variações de pressão, duas hipóteses foram consideradas na análise dos efeitos dinâmicos: fator de atrito variável e viscoelasticidade.

3.2.1 Calibração considerando fator de atrito variável

Na primeira tentativa de calibração do modelo hidráulico desenvolvido, foi assumido que os efeitos de dispersão e atenuação da onda de pressão eram devidos ao atrito em escoamento permanente e, também, ao fator de atrito em escoamento transitório, o qual é variável. O evento transitório foi simulado para condições turbulentas de escoamento (Q0 = 1,77 L/s; Re ≅ 30000)

de pressão foi estimada em 450 m/s e os coeficientes de amortecimento K3 = 0,038 e k’ = 0,004. A

Figura 6 possibilita as comparações entre os resultados obtidos para as simulações numéricas utilizando fator de atrito variável e os valores observados de pressão no sistema.

Os picos iniciais são reproduzidos pelos dois modelos elásticos, mas de maneira alguma a atenuação e dispersão da onda de pressão são ajustadas pelo uso de fator de atrito variável ou não durante as simulações numéricas. Comparando o modelo clássico com o modelo elástico com fator de atrito variável, uma maior atenuação dos picos de pressão pode ser observada com o uso do fator de atrito variável. Além disso, ocorre um atraso na onda de pressão, mas a forma desta não é reproduzida. (a) 25 30 35 40 45 50 55 60 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Pressão (m)

Experimental Atrito Variável (Brunone et al., 1991) Clássico

(b) 25 30 35 40 45 50 55 60 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) P re ssã o (m)

Experimental Atrito Variável (Vítkovský et al., 2000) Clássico

Figura 6 – Variação da pressão no Ponto P07: (a) modelo de Brunone et al. (1991) e (b) modelo de Vítkovský et al. (2000).

Os seguintes comentários podem ser feitos a partir das comparações entre os modelos de fator de atrito variável de Brunone et al. (1991) e Vítkovský et al. (2000): os resultados obtidos pelos dois modelos não foram os mesmos. Tal comportamento era esperado dado que os valores dos coeficientes K3 e k’ eram diferentes. A formulação de Brunone apenas atrasa a onda de pressão e

não há atenuação dos picos de pressão. O valor do coeficiente de amortecimento K3 = 0,038 é

condizente com o que vem sendo proposto na literatura; por outro lado, o mesmo não pode ser afirmado sobre o valor de k’ = 0,004. O modelo de Vítkovský causa não apenas um atraso na onda de pressão mas também um amortecimento artificial resultante de erros numéricos. Isto ocorre por que a dissipação de energia nos modelos de atrito variável com avaliação das acelerações convectiva e local do escoamento depende das condições de contorno do sistema. Ghidaoui et al. (2001) comentam que o amortecimento provocado por esse tipo de modelo somente ocorre pela interação entre o contorno e a crescente inércia do escoamento. Vítkovský et al. (2006) realizaram diversos testes com o modelo k’ para diferentes tipos de eventos transitórios e este modelo apresentou falha para os testes de abertura de válvula. A ausência de modificação na forma das ondas de pressão resultantes das simulações numéricas demonstrou que o amortecimento, o qual não ocorria ao longo do tubo, independe da freqüência.

Neste trabalho, quanto maior o valor do coeficiente de amortecimento k’, maiores os erros numéricos e o amortecimento artificial. Para k’ = K3 = 0,038, as simulações apresentaram resultados

totalmente irreais. Portanto, pode-se concluir que o modelo de Vítkovský et al. (2000) é inapropriado para a descrição das perdas por atrito em escoamento transitório neste sistema, caracterizado pela condição de contorno a montante “bomba com válvula de retenção”.

Portanto, o uso de fator de atrito variável nas simulações hidráulicas não reproduz os efeitos de atenuação e dispersão durante transitórios hidráulicos em condutos de PVC.

3.2.2 Calibração considerando comportamento viscoelástico dos tubos de PVC

Uma segunda tentativa de calibração do modelo hidráulico partiu da hipótese da consideração do comportamento viscoelástico do PVC durante os transitórios hidráulicos.

O uso do modelo hidráulico viscoelástico requer como dado de entrada a descrição da função de fluência ao longo do tempo, J(t), representada pelo modelo generalizado Kelvin-Voigt. O modelo é descrito pelo termo elástico de fluência J0 (em função de E0 e, portanto, de a) e pelo termo

de retardamento, representado pelos coeficientes Jk e τk para cada elemento Kelvin-Voigt. Tal

função de fluência não é conhecida a priori e deve ser estimada, seja por um procedimento inverso (calibração) ou por ensaios mecânicos em laboratório com o uso de corpos de prova do material.

Neste caso, um modelo inverso baseado em dados de pressão coletados e em dois métodos de busca direta foi utilizado para a determinação da função de fluência J(t). O valor da celeridade foi estimado em 460 m/s, ou seja, E0 = 3,069 GPa e J0 = 0,3258 GPa-1. Os coeficientes Jk e τk foram

avaliados primeiro pelo uso de algoritmos genéticos como método de busca no procedimento de calibração, considerando a leitura de pressões no Ponto P07. Fixados os valores de τk, os

coeficientes Jk foram reavaliados pelo uso do método de busca local Levenberg-Marquardt.

Nas simulações numéricas iniciais, foram testadas combinações de 1, 2 e 3 elementos Kelvin-Voigt para a representação da função de fluência. A melhor combinação para o ajuste das pressões coletadas durante os experimentos foi de apenas um elemento Kelvin-Voigt. A Figura 7 mostra os resultados numéricos do modelo viscoelástico linear produzidos com os valores ajustados de

τ1 = 0,05 s e J1 = 0,0225 GPa-1, bem como dos dados de pressão coletados em escoamento

transitório, para os Pontos P06, P02, P01 e P07, considerando o mesmo ensaio anterior (Q0 = 1,77 L/s; Re ≅ 30000).

Embora não haja extensômetros instalados no PHE para a medição de deformações durante os ensaios, são mostradas na Figura 8 as taxas de deformação circunferencial total e lenta obtidas nas simulações numéricas para o Ponto P07.

Os resultados obtidos para o PVC demonstraram que a parcela de deformação lenta representa, em média, 6% da deformação total.

(a) 25 30 35 40 45 50 55 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Pr e ssão (m) Experimental Viscoelástico (b) 25 30 35 40 45 50 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) P ressão (m ) Experimental Viscoelástico (c) 25 30 35 40 45 50 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) P ressão (m ) Experimental Viscoelástico (d) 25 30 35 40 45 50 55 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Pr e ssã o (m ) Experimental Viscoelástico

Figura 7 – Resultados numéricos do modelo viscoelástico linear e pressões coletadas nos Pontos: (a) P06, (b) P02, (c) P01 e (d) P07 (Q0 = 1,77 L/s; Re ≅ 30000). 0 100 200 300 400 500 600 700 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) D e fo rm ação Cir c u n fe re ncial ( µm/m )

Resultados Numéricos: deformação lenta Resultados Numéricos: deformação total

Figura 8 – Resultados numéricos do modelo viscoelástico linear: deformações lenta e total no Ponto P07 (Q0 = 1,77 L/s; Re ≅ 30000).

Para a verificação da função de fluência obtida para Q0 = 1,77 L/s, testes foram realizados

para outro valor de vazão, também em condições de regime turbulento (Q0 = 1,00 L/s e

Re ≈ 17000). Sendo assim, o modelo viscoelástico linear foi utilizado com a mesma função de

simulações numéricas comparados aos dados experimentais de pressão nos Pontos P06, P02, P01 e P07.

O modelo hidráulico que leva em consideração o comportamento viscoelástico das paredes dos tubos de PVC reproduz a atenuação e dispersão das variações de pressão nos pontos observados durante o evento transitório. A mesma função de fluência determinada para o caso Q0 = 1,77 L/s foi

utilizada com sucesso para o caso de Q0 = 1,00 L/s.

(a) 30 32 34 36 38 40 42 44 46 0 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Pressão (m) Experimental Viscoelástico (b) 30 32 34 36 38 40 42 44 0 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Press ão (m) Experimental Viscoelástico (c) 30 32 34 36 38 40 42 44 0 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Press ão (m) Experimental Viscoelástico (d) 30 32 34 36 38 40 42 44 46 48 0 1 2 3 4 5 6 Tempo (s) Pre ssão ( m ) Experimental Viscoelástico

Figura 9 – Resultados numéricos do modelo viscoelástico linear e pressões coletadas nos Pontos: (a) P06, (b) P02, (c) P01 e (d) P07 (Q0 = 1,00 L/s; Re ≅ 17000).

A função de fluência calibrada para o PVC é mostrada na Figura 10 juntamente com a variação da celeridade em função do tempo. O aumento da função de fluência é acompanhado pelo decaimento da celeridade ao longo do tempo. Do valor inicial de 460 m/s (J = J0 = 0,3258 GPa-1;

E0 = 3,069 GPa), a velocidade de propagação da onda diminui até atingir o valor de cerca de

446 m/s (J = 0,3483 GPa-1; E0 = 2,871 GPa), que corresponde ao valor estático da celeridade.

Assim, se a celeridade dos tubos de PVC do PHE fosse estimada via análise dos picos de pressão (análise de freqüência), o valor encontrado seria muito próximo de 446 m/s. Conforme Covas et al. (2004b) comentam, é por esta razão que a celeridade em tubos plásticos pode ser descrita por uma função dependente da freqüência e incluída no equacionamento do escoamento transitório no

0,320 0,325 0,330 0,335 0,340 0,345 0,350 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Tempo (s) 444 446 448 450 452 454 456 458 460 462 J(t) - Função de Fluência a(t) - Celeridade J (G Pa -1) a (m/ s)

Figura 10 – Função de fluência e celeridade determinadas para os tubos de PVC (modelo inverso). Com a finalidade de determinação dos parâmetros viscoelásticos do PVC, testes mecânicos de tração foram realizados por Soares (2007) no Departamento de Engenharia de Materiais do Instituto Superior Técnico de Lisboa, Portugal, para a caracterização da função de fluência do material. Estes valores são comparados com os coeficientes determinados pelo modelo inverso implementado.

Inicialmente, a temperatura nos ensaios foi estabelecida em 25°C, típica da localização geográfica do laboratório da EESC/USP e dos períodos em que eram realizados os ensaios (período vespertino). No entanto, uma pequena variação na temperatura foi considerada para verificação de tal efeito na função de fluência. Os dados de fluência obtidos nos ensaios são apresentados na Figura 11 para diferentes valores de temperatura. A função de fluência determinada pelo uso do modelo inverso também é mostrada, para fins de comparação. Constatou-se que a função de fluência calibrada com o uso do modelo inverso apresenta um ajuste entre as funções de 25 e 27°C, com módulo de elasticidade dinâmico próximo do que foi determinado para a temperatura de 27°C.

0,20 0,22 0,24 0,26 0,28 0,30 0,32 0,34 0,36 0,38 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Tempo (s) J (GP a -1) 27 graus 25 graus 23 graus Modelo Inverso

Figura 11 – Funções de fluência do PVC para diferentes valores de temperatura – comparação com a função determinada pelo uso do modelo inverso.

5 – CONCLUSÕES

Uma análise da modelagem de transitórios hidráulicos em condutos de PVC foi apresentada no presente trabalho. Para tanto, um modelo hidráulico que considera fator de atrito variável (termo adicional na equação da quantidade de movimento) e comportamento mecânico viscoelástico do material do tubo (termo adicional na equação da continuidade) foi proposto. Dados de pressão foram coletados sob condições turbulentas de escoamento em uma instalação experimental composta por tubos de PVC. Tais dados foram utilizados para a calibração e verificação do modelo hidráulico apresentado.

Pode-se dizer que a teoria clássica do golpe de aríete mostrou-se ineficaz na reprodução do comportamento hidráulico do sistema analisado. A consideração do efeito dinâmico relativo ao fator de atrito variável também não se mostrou suficiente para a reprodução dos valores de pressão coletados. A solução pelo modelo viscoelástico linear previu corretamente a atenuação e dispersão das ondas de pressão, ajustando-se aos dados experimentais. Para tanto, a função de fluência do PVC foi estimada por um modelo inverso baseado em métodos de busca global e local. Tal função de fluência mostrou-se muito próxima da mesma levantada via ensaios mecânicos de tração, levando-se em consideração as condições de temperatura dos experimentos.

Considerando as análises realizadas neste trabalho, os efeitos relativos ao fator de atrito no escoamento transitório em tubos de PVC foram desprezíveis quando comparados aos efeitos da viscoelasticidade do material. No entanto, a aplicação somente do modelo viscoelástico linear não significa que o fator de atrito para condições de escoamento transitório não seja variável. Uma melhor modelagem do atrito para regime turbulento de escoamento e diferentes condições de contorno deve ser realizada.

AGRADECIMENTOS

À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), pela bolsa de estudos de doutorado concedida ao primeiro autor, e à Coordenadoria de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES), pela bolsa de estudos de estágio de doutorando no exterior concedida também ao primeiro autor.

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Quadro 1 – Símbolos utilizados.

Símbolo Significado Dimensão

a celeridade (velocidade de propagação da onda) [L.T-1]

A área interna da seção transversal do tubo [L2]

D diâmetro interno do tubo [L]

e espessura da parede do tubo [L]

E0 módulo de elasticidade de Young da parede do conduto [F.L-2]

Ek módulo de elasticidade de Young da mola do elemento Kelvin-Voigt [F.L-2]

f fator de atrito de Darcy-Weisbach [1]

g aceleração da gravidade [L.T-2_]

H carga piezométrica [L]

H0 carga piezométrica em escoamento permanente [L]

hf termo de atrito [1]

hfs termo de atrito para escoamento permanente [1]

hfu termo de atrito para escoamento transitório [1]

J função de fluência [F-1.L2]

J0 coeficiente de fluência instantâneo ou elástico [F-1.L2]

Jk coeficiente de fluência da mola do elemento Kelvin-Voigt, Jk=1/Ek [F-1.L2]

k’ coeficiente de decaimento de Vítkovský [1]

K2 módulo de elasticidade do fluido [F.L-2]

K3 coeficiente de decaimento de Brunone [1]

L comprimento da tubulação [L]

NKV número de elementos Kelvin-Voigt [1]

Q vazão [L3.T-1]

Q0 vazão em escoamento permanente [L3.T-1]

Re número de Reynolds [1]

t, t* tempo [T]

V velocidade média de escoamento do fluido [L.T-1]

x coordenada ao longo do eixo do tubo [L]

α parâmetro função das condições de ancoragem da tubulação [1]

∆t elemento da discretização ao longo do tempo (passo de tempo) [T]

∆x _{elemento da discretização ao longo do comprimento da tubulação [L]}

ε taxa de deformação total [L.L-1]

εe taxa de deformação instantânea elástica [L.L-1]

εr taxa de deformação lenta [L.L-1]

γ peso específico do fluido [F.L-3_]

µ viscosidade dinâmica do fluido [F.L-2.T]

µk viscosidade do amortecedor do elemento Kelvin-Voigt [F.L-2.T]

ρ massa específica do fluido [F.L-4.T2]

σ0 tensão [F.L-2]

τk tempo de relaxação do amortecedor do elemento Kelvin-Voigt, τk=µk/Ek [T]