毕业设计（论文）分离器设计

气液分离器设计一、概述管柱式气液旋流分离器是一种带有倾斜切向入口及气体、液体出口的垂直管。它依靠旋流离心力实现气、液两相分离，与传统的重力式分离器相比，具有结构紧凑、重量轻、投资节省成本等优点，是代替传统容积式分离器的新型分离装置。在气液两相旋流分析的基础上，建立了预测分离性能的机理模型，该模型包括了入口分离模型、旋涡模型、气泡及液滴轨迹模型；依据机理模型，提出了管柱式旋流分离器工艺设计技术指标和工艺步骤设计根据管柱式旋流分离器的机理模型以及设计工况，完成了管柱式旋流分离器的结构设计、强度分析、理论校核、焊接工艺设计以及分离器内气液两相流的数值模拟，为工程设计和理论设计提供一定的理论依据。2、旋流式分离器的结构及工作原理旋流分离器，是一种利用离心沉降原理将非均相混合物中具有不同密度的相分离的机械分离设备。旋流分离器的基本构造为一个分离腔、一到两个入口和两个出口。分离腔主要有圆柱形、圆锥形、柱锥形三种基本形式。入口有单入口和多入口几种，但在实践中，一般只有单入口和双入口两种。就入口与分离腔的连接形式来分，入口又有切向入口和渐开线入口两种。出口一般为两个，而且多为轴向出口，分布在旋流分离器的两端。靠近进料端的为溢流口，远离进料端的为底流口。在具有密度差的混合物以一定的方式及速度从入口进入旋流分离器后,在离心力场的作用下,密度大的相被甩向四周,并顺着壁面向下运动,作为底流排出；密度小的相向中间迁移，并向上运动，最后作为溢流排出，分离示意图如图1。这样就达到了分离的目的。旋流分离技术可用于液液分离、气液分离、固液分离、气固分离等。本文设计的旋流分离器用于石油钻井中钻井液的气液分离。3、旋流式分离器的优缺点在石油化工中装置中，有各种各样的分离器，其中以立式重力气液分离器最为常见，这种气液分离器具有结构简单、操作可靠等持点。立式重力式分离器的主体为一立式圆筒体，多相流一般从该筒体中段进入，顶部为气流出口，底部为液体出口，其结构简图见图22。虽然旋流式气液分离技术在石油化工方面的应用要晚得多，但与常规的重力式分离相比较，它具有很多优点分离效率高，由于分离原理的不同使得旋流式分离器具有很高的分离效率；成本低，占用空间较小、维护费用少、能耗低、不需要任何帮助分离的介质；安装灵活方便，旋流器可以任何角度安装；工作连续、可靠,操作维护方便,一旦设计、调试好,就可自动、稳定地工作。旋流式气液分离器有以上优点，但也有如下缺点由于旋流器内流体的流动产生一定的剪切作用，如果参数设计不当，容易将液滴油滴或水滴打碎乳化而恶化分离过程；通用性较差。不同的分离要求、不同的处理物料的性质往往需要不同结构尺寸或操作条件的旋流器，因此旋流器往往不能互换使用。在欠平衡钻井中，使用旋流式气液分离器分离钻井液中的气体，能充分发挥该离器优点，同时又能有效的避免它的缺点。因此，旋流式气液分离用于分离钻中的气体具有广阔前景。第三章管柱式气液旋流分离器31简介管柱式旋流分离器GASLIQUIDCYLINDRICALCYCLONE,简写GLCC是一种新型分离装置见图31。它既没有可移动部件,也无需内部装置。气液混合物由切向入口进入旋流分离器后形成的旋流产生了比重力高出许多倍的离心力,由于气液相密度不同,所受离心力差别很大,重力、离心力和浮力联合作用将气体和液体分离。液体沿径向被推向外侧,并向下由液体出口排出而气体则运动到中心,并向上由气体出口排出。这一成本低、重量轻的新型分离器在替代传统容器式分离器方面具有很大的吸引力。在油和气的流量分别为160003/和19803/,分离压力为680的分离工况下,若分别采用管柱式旋流分离器、传统容器型立式和卧式分离器,模拟计算表明管柱式旋流分离器结构尺寸为15M6,相当于同等规模的传统立式分离器27105的一半左右,相当于传统卧式分离器5829的四分之一左右。图31GLCC结构图32气液分离机理管柱式旋流气液分离器由入口区段、入口分流区、漩涡区、气泡区、液滴区、气相和液相出口配管等部分组成图32。321入口区由于管柱式旋流分离器主要依靠旋流产生的离心力实现气液的高效分离,而入口结构决定了分离器的入口气液相分布及气液相切向入口速度的大小。因此入口结构是影响管柱式旋流分离器分离特性的关键因素之一。气液相流速的不同,油、气两相或油、气、水多相流在入口管和喷嘴内可能呈现分层流、段塞流、分散气泡流或环状流等多种流型。KOUBA的实验研究表明,采用向下倾斜的入口管,保证入口管流型呈现分层流将在很大程度上改善气液分离效果、扩展管柱式旋流分离器的适用范围,最佳倾斜角为27。而传统分离器采用的入口结构通常为垂直于筒体的结构目前很多分离器采用的分气包亦为类似结构,实验证明采用垂直结构的管柱式旋流分离器,气液分离效果差,工作范围大约是倾斜向下的入口结构分离器的一半。入口管向下倾斜,在重力作用下有利于形成分层流,实现气液两相的初步分离。图32GLCC结构图322入口分流区入口分流区即与入口槽连接的筒体部分如图32。气液相经入口槽进入入口分流区实现气液的初步分离,上部的气相、下部的液相分别沿筒壁旋转形成旋流场。323漩涡区经初步分离的液相以切向速度沿筒壁旋转形成强制旋流。除壁面附近,该旋流可看作刚体转动,如图33所示,微元控制体以恒定角速度旋转。流RTL/动是轴对称的、各分速度沿轴变化不大,因此假设微元控制体在轴向、切向上没有加速度,径向加速度,应用欧拉方程式得径向和轴向运动微分方程RR2图33旋流控制体受力分析RRRRPGLGM22（1）RPGL（2）式中为含气泡液相混合物密度R为筒体半径,RD/2。MSEP控制体压力微分方程3ZRPDD把方程1、2代入方程3,并沿等压漩涡表面积分得0PD4CGZRRRG242整理上式即可得到漩涡方程5RNZ262412SEPGLGDRN利用漩涡方程积分可得入口分流区下方液相总体积,应用液相体积守恒7RREPZL02式中指平衡液位高度见图32。把方程5代入方程7,积分得到常数,漩涡形状方程如下Z82214SEPSEPEPDRGNL从漩涡方程8求解漩涡高度L9LGLRRRZ430TL2324气泡区和液滴区分离器上部,气相为连续相,液滴分散其中,称液滴区下部,液相为连续相,气泡分散其中,称气泡区。连续相做涡旋运动,由于气液相密度差,分散相粒子气泡或液滴与连续相间存在滑脱。研究分散相粒子的运动轨迹,可以分析分离特性。1气泡轨迹分析在漩涡区,较大直径的气泡容易被掳获分出,因此气泡轨迹的研究区域是从漩涡底部开始的涡流区。假设液相涡流区小气泡均匀分布,气泡的径向滑脱速度为,轴向滑脱速度为,忽略连续相液相的径向速度,轴向速度即液相折算BRBZ速度,这样,气泡的径向绝对速度为,轴向向下的绝对速度为SLARBR,显然,实现气泡分离的必要条件是壁面处气泡运动至中心气核RBSLAZ的时间应少于气泡随连续相液相流出分离器的时间。2液滴轨迹分析经过入口分流区初步分离后的旋转气流携带液滴进入分离器上部的液滴区,与气泡区不同的是,由于分散粒子液滴的密度大于连续相气相密度,液滴被甩向器壁。假设径向液滴滑脱速度为,轴向滑脱速度为,忽略气相的径向流速,BRDZ气相的轴向速度即折算速度为,这样,液滴径向绝对速度为,轴向向SGDRA上的绝对速度为,液滴能够分出的必要条件是分离器中心处的RDZSGAR液滴到达器壁的时间应短于液滴随旋转气流流出分离器的时间。到达器壁的液滴,在旋转气流的作用下,将在器壁上形成螺旋状薄层液流沿器壁向下流动分出,完成气液分离。3连续相旋流特性分离器内连续相旋流场分布对气液分离至关重要。连续相切向速度、径CT向速度和轴向速度构成了旋流场。由于粘性耗散和壁面摩擦阻力的作用,CRCZ切向速度沿轴向逐渐减小,采用旋流强度表征旋流场的衰减特性。旋流强度定义为在某一高度截面上连续相切向动量通量与总轴向动量通量的比。10202AVGCCRZR式中是轴向平均流速,下标C表示连续相。AVG旋流强度沿轴向变化的经验关系式11703509301EXP481SEPSEPINSEPDZMMIN式中动量通量之比12CSEPINSEPIAM2式中是连续相气相或液相入口质量流量是器内对应连续相气INMSEPM相或液相的质量流量指分离器横截面积指对应连续相入口实际流通面SEPAC积。根据实验与数值模拟研究,径向流速通常较切向流速和轴向流速低二个数量级,对气液分离效率的影响非常小,因此忽略径向速度。沿旋转半径方向上,切向速度的变化非常显著,按照其不同变化规律,可以将旋流分成两个旋转区域近壁面处的自由涡旋区和中心强制涡旋区。忽略壁面附近的自由涡旋区,将旋流场视为强制涡旋运动,切向流速近似呈线性分布将轴向流动视为匀速运动,轴向流速等于平均流速。对于工程应用,以上的假设是趋于保守的。切向速度分布13RRZRTWCT将切向速度表达式代入旋流强度定义式得14AVGTWAVGTWAVGCTRZZRZDY3232220根据定义是分离器截面位置的函数,确定了某截面的旋流强度,即可求得壁面处忽略壁面附近的自由涡旋区的最大切向速度。15AVGTWZ2333气泡、液滴轨迹模型假设气泡或液滴分散粒子为球形,在运动中不变形粒子间及粒子与器壁间没有相互作用力气泡或液滴的运动为定常流动作用在气泡或液滴上的各种力的合力为零,分散粒子做匀速运动分离系统与外界没有热交换,视为等温系统没有漩涡脱落现象。径向上,分散粒子受离心力和阻力作用,根据受力平衡,气泡径向滑脱速度16RCDRRBSGTLB1342同理,液滴径向滑脱速度17RCRRBSDLTGLD2式中、为气泡和液滴直径、为气液连续相切向速度、BDGTLT1DC为气泡和液滴阻力系数。2DC阻力系数采用文献提出的关系式求解181501RE312RE86BBBD196870254DDDC式中,LBSBDRREGDSRRE轴向上气泡受重力和阻力的作用,但由于连续相为油相,柔占度大,滑脱速度小,其流态一般总处于层流区,因STOKES公式适于求解气泡的滑脱速度20LBGLDRZ182同样,液滴在轴向上受重力和阻力作用,根据受力平衡,液滴轴向滑脱速度2134RDZRXCGDSL12气泡或液滴所受阻力与气泡或液滴的合成速度有关,其滑脱速度分别为23RRBZBRBX2224DZDRDX根据上面的气泡和液滴轨迹分析,时间间隔中,气泡或液滴在径向和轴的位移见图34图34气泡和液滴轨迹示意图TRDARTRDAZ消去,即为气泡和液滴轨迹控制方程,积分得气泡或液滴的轴向TRDAZAR位移,（25）DRZBRZSLB（26）DRZSGD根据气泡或液滴实现分离的必要性,或即为气泡或液滴区的最小高BZD度。第四章结构设计分析41入口设计分析由于管柱式旋流分离器主要依靠旋流产生的离心力实现气液的高效分离,而入口结构决定了分离器的气液分布及其初始切向入口速度的大小,因此入口结构和尺寸是影响管柱式旋流分离器实现气液分离的关键因素。管柱式旋流分离器入口主要由入口管、喷嘴和入口槽3部分组成。411入口管分析气液相流速的不同,油气两相或油气水多相流在入口管内可能呈现分层流、段塞流、分散气泡流或环状流等多种流型。实验研究表明,采用向下倾斜的入口管,保证入口管流型呈现分层流将在很大程度上改善气液分离效果,扩展管柱式旋流分离器的适用范围。而传统分离器采用的入口结构通常为垂直于筒体的结构目前很多分离器采用的分气包亦为类似结构,采用垂直结构的管柱式旋流分离器实验证明,与倾斜向下的入口结构相比,气液分离效果明显变差,工作范围大约减小一半。入口管向下倾斜,在重力作用下有利于形成分层流,实现气液两相的初步分离,同时,向下的倾斜结构使经过初步分离的液相在入口下方旋转一圈后形成旋流场,避免了对气相向分离器上方运动的阻塞。故入口管采用倾斜入口入口管倾角以27为宜,管长取1015,入口管直径的选取应保证流型为分层流,由TAITEL和DUKLER预测模型确定,分层流转变为间歇流或环状流的判别准则为（27）12LGDHACUF式中2/1OSGLDHCL1221LLHDAGGAU/412COS50/212LLLGDADHLL式中D为入口管直径,是它的横截面积,H是无量纲液位高。迭代求解准则L方程,D和H作为迭代参量,直至准则方程左端小于1,DIN即为满足分层流条件L最小入口管直径。412入口喷嘴分析喷嘴是入口段最后一个影响进入分离器气液相流速分布和入口切向流速大小的因素。通过对3种不同入口开槽结构矩形、同心圆形及新月形的初步实验发现,同心圆形喷嘴缩口管结构的分离特性最差,而矩形结构喷嘴的分离效果最佳,新月形结构喷嘴的分离效果与矩形喷嘴接近,由于矩形槽结构加工困难,推荐采用新月形结构。入口喷嘴面积的选取应保证入口液相流速在456/之间。液相流速过小将难以发挥旋流离心分离的作用,但液相流速过大将形成过高的漩涡区,在筒体中过早出现气相夹带液滴和液相夹带气泡现象,影响分离效果。413双入口分析双倾斜入口将入口流预分为两股流动低入口的富液流和高入口的富气流。双入口的试验表明中等大小的气体流量（在入口处段塞流转为分层流）下，气体带液率有明显降低，当气体流量较高时（在入口处为环空流），无多大变化。42主体结构设计分析421入口位置对于没有液位控制的GLCC,将入口段定位于靠近液面的上方是至关重要的。最新的许多试验都表明,单入口GLCC的最佳液面大约在距离入口下方13L/D处。过低的液面,如距离入口处远大于3L/D,会导致切向入口速度的过度衰减,影响GLCC的性能。如果液面高于入口,气体会通过液体而溢出,造成更多液体的携带。422最佳外形比外形比是指GLCC的长径比。GLCC的尺寸影响其性能及造价。对于一个给定的直径,GLCC中入口上方的长度提供了液流扰动的容量,而入口下方的长度则决定了用于从液体中分离气泡的存留时间。另外,离心力和浮力的大小与直径成反比,切向速度衰减与长度成正比。由于这一现象的复杂性,最近才刚刚提出了一套决定最佳外形比的基本标准。423旋流体锥度针对反锥型、正锥型和圆柱型旋流体进行的研究表明,对于气/液分离,圆柱型旋流体要稍优于反锥型和正锥型结构。43出口管设计分析气液相出口管线的配置可根据气液相流量、配置仪表的要求确定。建议气相出口流速取330/,液相出口流速取1212/。容器内平衡液位应低于入口03,分离气液相的汇合点一般低于入口点0305,以保持正的静水压头。若分离器配置控制系统,汇合点位置可以高于入口。第五章分离器工艺设计51计算分离器直径考虑分离器上部的气相分离部分,分离器直径的选取应避免气相中夹带液滴,以气相折算速度表示,即气相折算速度不能大于气流中出现液滴时的临界速度。气相临界速度是（28）23512GLEGCRITW式中WE是无因次WEBER数,它决定于液滴的尺寸,这里取值7。对于分离器入口以下的液相分离部分,应充分发挥离心分离特性,避免液相中夹带气泡。研究表明,保持液相入口切向流速和液相流速的比为40时,旋流TLSL分离效果最佳。通常切向流速一般取6/,显然临界液相流速015/。TLS对于高气油比的分离工况,分离器直径（29）504LCRITGSEPQD对于低气油比的分离工况,分离器直径（30）504LCRITSEPQD式中和分别是分离工况下气体流量和液体流量。GQL根据入口喷嘴分析,取液相入口切向速度为6M/STLS由上分析知当/40时,旋流分离效果最佳,故液相流速015M/STLSL已知日处理液量900M3/D00104M3/S,日处理气量90M3/D000104M3/S,又知本设计工况是低气油比工况,故由公式（30）得分离器的直径2MSEPD504LCRITSEQ2970145经圆整后取D300MMSEP52分离器的高度计算521确定上半部分的高度以入口为界分离器分为上下两个部分。经过旋流离心分离,部分液体可能以旋流液膜的形式向上爬升或以液滴的形式随气流向上运动产生气相夹带液滴的现象。上半部分的高度应足够高,甚至在极端流型段塞流工况下能够吸收液相流量的波动,避免气相夹带液滴的现象。参考传统立式分离器的沉降分离段的处理方法,结合现场应用经验,管柱式旋流分离器的上半部分高度一般取115,根据要求分离器的日处理量,设计半部分的高度为H100M522计算入口分流区的高度因经初步分离的液体在入口下方旋转一周后才形成旋流，在这个过程中形成入口分流区。在入口分流区内流体作螺旋运动，所需的时间T为TSRTL20512入口分流区高度为HMG1892523计算旋涡区的高度已知3/150MKGL3/15KGSTL/6由公式（9）得旋涡区高度LGLRRRZ430TL2M4608191855524气泡轴向距离计算下部液相空间的高度选取,应保证液相在分离器内有足够的停留时间使气泡得以分出进入上部气相空间。根据实践经验,当筒体直径小于1英寸时,液相空间高度取115。对于大直径的旋流分离器,根据建立的气泡轨迹模型,求解气泡气泡直径取500自器壁进入中心气核实现分离在轴向上穿过的距离,显BZ然液相空间的高度应不小于。因为分离器的设计直径是300MM,故应根据建BZ立的气泡轨迹模型,求解下部液相空间的高度气泡在GLCC内穿过的整个轴向距离计算公式DRZBRZSLB已知,SPAL053/105MKGL3/185MKGGMDB8SSL由公式（20）得气泡轴向滑脱速度SDRLBGLBZ/106415081584262气泡径向速度分布（30）342RCDDRRBTLLGMB式中混合物的密度分布MSGLGMRR（31）液相切向速度分布NSTLSTLR（32）式中为切向入口速度,M和N是指数,取09，是气泡的直径。TLSBD根据TURTON和LEVENSPIE建议阻力系数为0916570RE134RE1324RRRCD（33）雷诺数LBRMDRE（34）因为与R之间存在嵌套关系，通过与R的关系式不能直接得出两者BRBR之间的关系，所以采用试算法确定两者间的关系。基本思路是首先是在一个确定的R上给定一给径向速度V1，计算出相应的,，RER,V2,然后比较RMTL，来确定对应点上气泡的径向速度。用此方法把半径等分成10个点，21V通过编程算出其速度。计算程序如下INCLUDEINCLUDEMAINFLOATV1,V2,V3,R,R,R1,P1,P2,P,S,M,D,N1,N2,N3,N4,N5,CDR015,P11185,P2150000,S005,D00005SCANF“F,F“,PRINTF“NV1F,RF“,V1,RN1POWR/R,09PP1P2P1N1V36N1R1PV1D/SN2POWR1,0657N3POWR1,109CD2410173N2/R10413/116300N3V2SQRT4PP1V3V3D/3P2RCDMV1V2IFM0PRINTF“NV1F,RF“,V1,RELSEDOV1V12M/3R1PV1D/SN4POWR1,0657N5POWR1,109CD2410173N4/R10413/116300N5V2SQRT4PP1V3V3D/3P2RCDWHILEFABSV1V21E6PRINTF“NV1F,RF“,V1,R运行结果如下R0020000,V10000498R0300000,V10001994R0045000,V10005379R0060000,V10009649R0075000,V10016942R0090000,V10026239R0105000,V10036193R0120000,V10049866R0135000,V10063890R0150000,V10084456应用EXCEL绘出10点的关系曲线如下图51所示气泡径向速度分布VR0002004006008010020045007501050135气泡径向速度分布VR图51根据图示V1与R的曲线关系，V1和R之间近似指数关系，故设MRBRKE（35）对上式两边同时取对数得KEMBRLGLLG（36）记,BLGK则MA430ABRLRVRRLGVRLGV00200004980000433027700660600300019940000927003008101004500053790002025226930102120060009649000362015520120930075001694200056251771040132830090026239000811581050142290105003619300110251441380151340120049866001441302201562601350063890018225119457016127015008445600225107337016101083029510600868186515127512078029261400855126484112805关于曲线分析图如下所示RBRLGV与半径R的关系曲线432100020045007501050135LGV与半径R的关系曲线图52由的曲线关系知近似直线关系，故采用最小二乘法确定常数RBRRBRA,B由方程组0,AM（37）,B（38）即（39）IBRIIRA10102IBRI1010（40）把已知代入方程组得0086625A0825B0284776410825A10B1216565242解方程组得A1524,B313K00007135M43RBRE13507气泡在GLCC内穿过的整个轴向距离DRZBRZSLBDRE5108150135GLCC各部分计算高度总结如下表液滴区（M）入口分流区M旋涡区M气泡区M总高M10001204615130953分离能力计算径向方向上旋流中气泡受力如图53示，由受力可知，图53相对运动微方程47SRGGLGTWWDMRRMDSR22218式中为气泡质量，为相对滑移速度，为气泡直径，为半径R处的SRWW旋流速度。假设旋流为强迫旋涡，即。则上式可写为R48SRGGLTWDRDSR2218解得为常数491821822CEGLTSRC初始条件时，0T0,0SRW501821802EDWTDGLSRG设为时间常数，式中第一项，2L21802RERWTDSRG0故趋于终端沉降速度SRSR2又，故（T0时，）TRSRDWTR20R若不考虑旋转时的能量损失，则（为切向入口速度）0RW0，解得RWDRT20T2020一般地，当时，近似认为气泡已迁移到中心，对应的时间为最小驻留M1时间2020INT一般气泡从边壁到中心的平均移动速度，即SMW/1_SMRWT/10_IN分离器的处理量为Q，则分离器内液体占据的最小体积VWRTV20MININ式中V为旋流器的容积。竖直方向上计算在最小驻留时间内混合体运动的距离时，可忽略气泡与液体的相对滑移，MINT认为气泡随液体一起在重力的作用下向下运动，可得在内，气泡下降的距离MINT2MINMIN1TGL即旋流器的最小长度为。MINL设计参数SDQ/014/933150KGL25/83CMKGGSPA4SW60016518018242DGL由以上参数和式计算可得旋流器的半径。当分离器的设计直径时，相应地MR05MD3，0293SMINTL421IN54平衡计算及液封高度的确定图54平衡液位示意图气液分离器如图53所示，来自井口的气液混合物进入分离器后产生旋流，在离心力的作用下实现分离，气体占据液滴区并经排气管从气体出口排出，而液体占据气泡区并经液体管从泥浆出口排出。在分离器工作的过程中，可能出现两种极端情况（1）气量特别大，以至气体压力P1足以克服排液管线的能量的消耗，使气体以连续相从泥浆出口排出；（2）液量特别大，为了克服排液管线的能量消耗，液面上升，有可能出现液相从排气管线排出。在设计设计气液分离器时，根据设计参数的要求，要求避免这两种情况的发生。这就需要研究气液相在输送过程的能量平衡，要求正确的确定液封高度Z2和气液混合物的进口高度。541气室压力P1的确定在管中流动的气体由于温度和压力沿管长变化,其流速和密度也会有显著的变化根据流体力学理论稳态流动的能量方程有D051DGD12L通用气体定律给出PVRT或52MMRTP设计参数所对应的压力为P、温度T、体积V,那么0000将上式带入2,得PVT0VP故管内流速等于530TQPP24GD将式3和式2代入式1,有PDPDPTD0MR20G521G04TQP2L假设流动为等温的,积分上式得P12LNP54204GDTQPR31P25GD02RMLG根据WEYMOUTH提出的公式计算,即5530947G上列各式中泥浆密度气室内绝对压力1P排气管出口绝对压力3排气管内径GD排气管长度LM摩尔质量M气体质量R气体常数T华氏温度出气管路沿程阻力系数G设排气管的直径DG20MM,此时，则SMDQG/3102442G309773已知日处理气量为90M/D000104QM/S，M29，3KT2980PAP53010，R8315代入（55）式得MLG0140251LN2671PP（56）编程计算程序如下INCLUDEINCLUDEMAINDOUBLEM,N,P,FCLRSCRFORP101P0选择第一断面为分离器内液面,第二断面为泥浆出口处,建立两断面的能量平衡关系如下Z1Z21GP2GPLD（57）式中P2断面压力Z11断面处液柱高度2Z22断面处液柱高度1断面处泥浆流速2断面处泥浆流速D排液管内径LL排液管长度出液管路沿程阻力系数由（57）式变形得Z1Z21GP1G2LDG21（58）（1）当DL40MM时，SMDQL/28041422R936504DE293614025025E代入（58）式得，显然不满足条件。MZ121（2）当DL80MM时，SDQL/07281442R96850DE37496813250250E代入（58）式得，为了保证液体的顺利排除必须保持一定的压MZ21头，同时排液管排出的液体相当于自由流，因此要尽可能的使Z1Z2，故所取0DL过大。（3）当DL65时，SMQL/1306544222R5607DE385610432250E代入（58）式得，MZ921（4）当DL50MM时，SDQL/3504422R79051DE03257951643022ER代入（58）式得，由因实际的工况，如果选择MZ421次方案要求的高度太高。故综上所述，当DL65MM时比较合理的。故取Z119M,Z2100M55入口管的设计计算1入口管倾角取27,管长取1,入口直径的选取是为了保证入口管内呈现分层流,入口管直径根据TAITELWHILEN004运行结果N0710000,D0042261N0720000,D0044783N0730000,D0047534N0740000,D0050547N0750000,D0053856N0760000,D0057856N0770000,D0061541N0780000,D0066028N0790000,D0071038N0800000,D0076659N0810000,D0083000N0820000,D0090196N0830000,D0098418N0839999,D0107880N0849999,D0118860N0859999,D0131719N0869999,D0146938N0879999,D0165166N0889999,D0187308N0899999,D0214625N0909999,D0248998N0919999,D0293245故计算求得最小直径D40MM1入口槽选型,根据分离器工艺设计分析入口槽选用新月形,同时入口喷嘴的截面积的确定保证入口液相流速为6M/S2综合考虑本设计分离器的结构，最后确定为单进口。本设计中GLCC工艺尺寸综合参数如下表分离工况GLCC尺寸入口管GLCC回路（LQM3/S）S（M3/S）气液比工作压力（PA）直径（MM）上部高度（MM）下部高度（MM）直径（MM）排液管直径（MM）排气管直径（MM）0010400010411008300100023406520第六章强度设计61筒体设计1设计参数如下表设计压力（MPA）最大工作压力（MPA）工作温度容器尺寸MM工作介质0812常温（立式）30有毒、易燃2筒体厚度计算首先根据单层圆筒厚度计算公式CTICPDP2（62）式中计算厚度，MM设计直径I焊接接头系数计算压力，MPACP设计温度下许用应力T由设计参数，筒体的材料是16MNR根据文献26查表D1知，在设计温度下16MNR的许用应力，当厚度为616MM时，170MPA,当厚度为1636T时，163MPAT因为容器所盛介质易燃，所以压力容器所有的焊缝采用全焊透结构，根据文献26查表43知01设计压力32CP假设计算厚度为616MM,许用应力170MPA，则TCTICPD2M17017设计厚度CD322对于16MN钢板偏差因而可以取名义厚度但是对低合金钢制容,1,4N器，规定不包括腐蚀余量的最小厚度不小于3MM,若加上2MM的腐蚀余量MIN名义厚度至少取5MM又根据钢材的规格取名义厚度MN6应力判别式TEICTDP2（63）式中计算压力，MPA设计直径CPID设计温度下许用应力有效厚度TE已知则代入上321CMDI0MCNE42601式得MPAPAPEICT01715063故满足强度要求62封头设计封头采用标准椭圆形封头材料16MNR,当厚度为616MM时,当PAT170厚度为1636MM时,MPAT1631椭圆形状系数262IHDK（64）式中椭圆长轴ID直边短轴IH而对于标准椭圆形封头,故2IHD261IHDK6122计算椭圆的厚度2CTICPDK50（65）式中K椭圆形状系数PC设计压力DI圆筒直径设计温度下的许用应力T焊接接头系数假设计算壁厚为616MM,则170MPA,T于是有CTICPDK502M173250172显然壁厚在假设范围内,则设计壁厚CD对于16MNR,钢板负偏差,故取名义厚度但对于低合金钢制压力1CN4容器规定不包括腐蚀余量的最小壁厚不小于3MM,加上2MM的腐蚀余量,名义厚度至少应取5MM又由钢材标准规格,名义厚度应取为6MM3强度校核根据应力强度判别式1TICTEDP2（66）式中PC设计压力圆筒直径ID有效壁厚E设计温度下的许用应力T把已知条件代入得MPAPAEDPTICT170165042312故强度满足要求4计算椭圆封头的最大许用工作应力26EITWKDP50式中设计温度下的许用应力T焊接接头系数,对封头要求100的全焊缝100有效壁厚EDI圆筒直径K椭圆形状系数代入已知量得EITWKP502MPAPPA21382503147MX故封头满足最大工作压力的要求63法兰的校核计算631排气管法兰校核计算1法兰型式及密封面选择考虑到设计压力较高，介质不允许泄漏，拟选用平焊法兰，凸凹密封面。法兰材料16MN锻件，MPATFF150垫片材料石棉橡胶板，S3MM,Y11MPA,M200初拟法兰的尺寸如下所示DD100D70D502IB1H10R960G91垫片尺寸3245SD垫片宽度N的要求符合表根据文献3528,10M垫片基本密封宽度NB570垫片有效密封宽度4680故垫片的计算宽度MDG4922螺栓的计算螺栓选用的材料是35号钢，MPATB17预紧时螺栓载荷NYBWG369492121736MABM操作时螺栓载荷NPDBCGCG345821469321264922222537148MWATBM2M22537MA取拟采用螺栓4个，则，MNADM432570根据螺纹标准以及管道法兰螺栓的最小直径，取螺纹根径，相当MD37680于M10的螺栓。实际螺栓总面积22204164MDNAB螺栓平均间距SD9570根据文献28查表510，对于M12的螺栓，最小螺栓间距为S32MIN允许最大螺栓间距MDSB560215062MAX故，即所选螺柱直径符合安装和密封要求AXMINS3法兰强度计算预紧时螺柱载荷WNABMB8150627302MDHGBG497550MM1NW613086操作时垫片载荷、MPBHCG180924922压力载荷NDI501342MGHIB927501介质静压轴向载荷NPHCIGT72044316422HGRH950501作用在法兰端面上的总力矩MMGTD15712018472922161530653MFTNM631法兰的计算力矩法兰应力及度校核法兰形状系数MGHI5100236510671901G根据文献28查表（528），（529），（530），（531）得F100F0852V0348T100U19Y18Z132于是07451820HFE32211639MGVUD64051741TE轴向应力0053MPAMPAGDFMIZ3263121径向应力MPAEIR02741531526432周向应力MPA02968122RITZDYMPATFZ5015PATFRMTFTTFRZPA03652053TFTZ4192拟定法兰尺寸及选材合适，可安全使用因为管道法兰的内径符合工称直径系列，应选用标准管道法兰。根据参考文献24管道法兰标准选用公称压力为16MPA带颈平焊法兰，材料16MN,常温下允许的工作压力为16MPA管道法兰标记管法兰MFM1622SH340692632排液管管法兰校核计算1考虑到设计压力较高，介质不允许泄漏，拟选用平焊法兰，凸凹密封面。法兰材料16MN锻件，MPATFF1501垫片材料石棉橡胶板，S3MM,Y11MPA,M200初拟法兰的尺寸如下所示DD150D150D8050IB1H10R1756G9125垫片尺寸37SD垫片宽度N的要求符合表根据文献352,102M垫片基本密封宽度NB2560垫片有效密封宽度故垫片的计算宽度MDG2792螺栓的计算螺栓选用的材料是35号钢，MPATB17预紧时螺栓载荷NYBWG8439562128107439MABM操作时螺栓载荷NPDBCGCG7123456321256422222296173MWATBM221850MAM取拟采用螺栓4个，则，NADM2685100根据螺纹标准以及管道法兰螺栓的最小直径，取螺纹根径，相当MD83510于M16的螺栓。实际螺栓总面积2226483514DNAB螺栓平均间距SMNDB2759041根据文献28查表510，对于M16的螺栓，最小螺栓间距为MS38IN允许最大螺栓间距DSB92506125062MAX故，即所选螺柱直径符合安装和密封要求AXMINS3管道法兰强度计算预紧时螺柱载荷WNABMB342921785062MDHGBG50MM1W10457349操作时垫片载荷、NMPBHCG167832622压力载荷NDI590431502MGHIB2801介质静压轴向载荷NPHCIGT1854350642HGRH627910501作用在法兰端面上的总力矩MMGTD8541682582922110452045MFTMN1法兰的计算力矩法兰应力及度校核法兰形状系数GDHI317650083170516901G根据文献28查表（528），（529），（530），（531）得F100F084V032T132U25Y232Z140于是04863170HFE322155MGVUD46801413TE轴向应力MPAGDFMIZ1053221径向应力MPAEIR0164825325042周向应力MPA06151322RITZDYMPATFZ015PATFRTFTTFRZA063210拟定法兰尺寸及选材合适，可安全使用因为管道法兰的内径符合工称直径系列，应选用标准管道法兰。根据参考文献24管道法兰标准选用公称压力为16MPA带颈平焊法兰，材料16MN,常温下允许的工作压力为16MPA管道法兰标记管法兰MFM16495SH34069264计算设备重量载荷（1）设备操作重量012345AQQ（67）容器壳体和支座的重量1QTFTMP85容器内部构件的重量2Q容器保温材料的重量3平台、扶梯的重量4操作时容器内物料的重量5Q人孔、接管、法兰等附件的重量A24302001112437730667078KGF012345AQ2计算分离器各段载荷，所取截面如图1所示图61各段载荷计算如下表所示各段载荷011223（KGF）69637982213865计算风载荷和风弯矩（1）计算风载荷240211EFIIDHQKPI（68）以12段为例计算风载荷2102EFPKQHD设备所在地的基本风载荷，取乌鲁木齐的基本风载0荷进行计算6002/MKG高度变化系数，由2表166得0782F2F12段分离器高度，2MH2H空气动力系数，对圆筒形设备071K1K风振系数，2221KM计算段顶截面距地面高度系数,由2表164得M0352设备基本振型自振周期变化系数因为本设计气液分离器是等直径厚壁设备，故0131367084092591254039IQHTSESD由2表165得1，223KM直立设备有效直径，2EFD2034EFSIDK容器各段外直径，MM0容器各段保温层厚度，MMSI笼式扶梯当量宽度，MM3K操作平台当量宽度，MM4M2034EFSIDK0120371512EFPKQH75689287KGF同理可求出分离器各段风载荷于下表所示计算各段载荷0112231K071IM0350350352IK135135135（KGF）0Q60IF078078078IH08212平台数0114K00370617EFID03121051546120IIIEFPKQH1104928782052计算风弯矩容器任意计算截面II的风弯矩计算公式22212111IIIIIIIIWHPHPM（69）分离器各截面的风弯矩计算结果如下表截面弯矩00100202012HWHPP2814978508415HNM11211WHMP928705307NM22482W66地震弯矩计算任意截面的地震弯矩（70）2HSMXNIIE等直径、等壁厚设备任意截面计算截面II地震弯矩2（71）53525352014178HQCMIE底部截面的地震弯矩（72）QCE016当时，视设备为柔性结构，则需考虑高振型的影响，在进行稳定或IDH其他验算时，所取的地震弯矩值应为上列计算值的125倍式中C结构影响系数，对直立圆筒形容器取C05地震影响系数，这里取最大地震时影响系数10945Q0自计算截面以上的操作载荷塔顶至第I段含第I段的高度,MIHH计算截面距地面的高度,M计算截面以上集中重量QX的作用点距地XHI面的高度,M度处,集中载荷引起的水平地震载荷,NXSXHX各截面的地震载荷计算如下表截面各截面的地震弯矩000106650946785679353EMCQHNM，故分离器为柔性构件IDMEE70985672150011135312525355118479801408409797EECQMHHNMNM22235253502523521258479468184767956MEECQHHNMNM67计算偏心弯矩EEMQKGFM偏心载荷，偏心距，偏心弯矩E因为没有偏心载荷，故0EM68计算各种载荷引起的轴向力设计压力引起的轴向应力（73）ICSDP41操作或者非操作时重力引起的轴向应力（74）ISQ2弯矩引起的轴向引力（75）IISDM2MAX3式中设计压力CP分离器直径ID分离器各段壁厚IS任意计算截面处以上筒体承受的操作或IQI非操作时的重量载荷，KGF计算截面处最大弯矩KGFMIMMAX中较大者IEII250AX各种载荷引起的轴向引力如下表设计压力引起的轴向力1ICSDP41IC1MPA51630216MPA0023670816IQPADS操作重量引起的轴向力2MPA110231046IMS220321806IQDS000MAX0032341527980541820669578WEWWMAXINNMMPADS5111322605803758271785MAXEWAXINMMPADS最大弯矩引起的轴向力3222MAX32309548051717247856MAXEWINMPADS269校核筒体的强度最大组合轴向拉力，出现正常操作的情况下（76）III321MAX2/MKGF强度条件（77）TIMAX焊接系数由以上分析知筒体最大组合轴向拉力，发生在正常操作时的11截面MPA170100170MPA11MAX2365104385291170TMPAMPA故筒体的强度满足要求610校核筒体的稳定性最大组合轴向压应力，出现在停车情况下（7