毕业设计（论文）分离器设计

1、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

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

3、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2-2。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： = 1 * GB3 分离效率高，由于分离

4、原理的不同使得旋流式分离器具有很高的分离效率； = 2 * GB3 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； = 3 * GB3 安装灵活方便，旋流器可以任何角度安装； = 4 * GB3 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: = 1 * GB3 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； = 2 * GB3 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

5、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29)的四分之一左右。图3-1 GLCC结构图 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3-2)。3.2.1 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

6、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3-2 GLCC结构图3.2.2 入口分流区入口分流区即与入口槽连接的筒体部分(如图3-2)。气液相经入

7、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。3.2.3 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3-3所示,微元控制体以恒定角速度旋转。流动是轴对称的、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:图3-3 旋流控制体受力分析 （1） （2）式中:为含气泡液相混合物密度;R为筒体半径,R=d/2。控制体压力微分方程: (3)把方程(1)、(2)代入方程(3),并沿等压漩涡表面积分()得: (4)整理上式即可得到漩涡方程: (5)

8、 (6)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: (7)式中:指平衡液位高度(见图3-2)。把方程(5)代入方程(7),积分得到常数,漩涡形状方程如下:Z= (8)从漩涡方程(8)求解漩涡高度:= (9)3.2.4 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

9、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速度,这样,气泡的径向绝对速度为 =-,轴向(向下)的绝对速度为,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,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液

10、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,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。 (10)式中:是轴向平均流速,下标c表示连续相。旋流强度沿轴向变化的经验关系式: (11 )式中动量通量之比: (12)式中:是连续相(气相或液相)入口质量流量;是器内对应

11、连续相(气相或液相)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: (13)将切向速度表达式代入旋流强度定义式得: (14)根据定义是分离器截面位置()的函数,确定了某

12、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。 (15)3.3 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: (16)同理,液滴径向滑脱速度: (17)式中:、为气泡和液滴直径;、为气液连续相切向速度;、为气泡和液滴阻力系数。阻力系数采用文献提出的关系式求解: (18) (19)式中:,轴向上气泡受重

13、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: (20)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: (21)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: (23) (24)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3-4)图3-4 气泡和液滴轨迹示意图 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位移, （25） （26）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度。结构设计分析4.1 入口设计分析 由于管柱式旋

14、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。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

15、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1.01.5,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）式中： 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最小入口管直径

16、。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4.5-6/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。4.1.3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

17、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。4.2.1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。4.2.2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

18、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。4.2.3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。4.3 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1.212/。容器内平衡液位应低于入口0 .3,分离气液相的汇合点一般低于入口点0.30.5,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。分离器工艺设计5.1 计

19、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）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,旋流分离效果最佳。通常切向流速一般取6/,显然临界液相流速=0.15/。对于高气油比的分离工况,分离器直径： （29）对于低气油比的分离工况,分离器直径： （30）式中和分别是分离工况下气体流量和液体流量。根据入口喷嘴分析,取液相

20、入口切向速度为:=6m/s由上分析知当/=40时, 旋流分离效果最佳,故液相流速:已知:日处理液量:900 m33/s, 日处理气量:90m3/d=0.00104 m3/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： =2(m)经圆整后取 d=300mm5.2分离器的高度计算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

21、旋流分离器的上半部分高度一般取11.5,根据要求分离器的日处理量,设计半部分的高度为：h=1.00m.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：t=入口分流区高度为： h=已知 由公式（9）得 旋涡区高度： = =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11.5。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,显然液相空间的高度应不小于。

22、因为分离器的设计直径是300 mm,故应根据建立的气泡轨迹模型,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: 已知 , 由公式（20）得气泡轴向滑脱速度:气泡径向速度分布: （30）式中混合物的密度分布： （31）液相切向速度分布： （32）式中为切向入口速度,m和n是指数,取0.9，是气泡的直径。根据Turton和Levenspie建议阻力系数为 : （33）雷诺数: （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 ,，Re(r),v2,

23、然后比较，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，通过编程算出其速度。计算程序如下：#include#includemain() float v1,v2,v3,r,R,R1,p1,p2,p,s,m,D,n1,n2,n3,n4,n5,cd;R=0.15,p1=1.185,p2=1500.00,s=0.05, D=0.0005;scanf(%f,%f,&v1,&r);printf(nv1=%f,r=%f,v1,r);n1=pow(r/R,0.9);p=p1+(p2-p1)*n1;v3=6*n1;R1=p*v1*D/s;n2=pow(R1,0.657);n3=pow(R1,-1.

24、09);cd=24*(1+0.173*n2)/R1+0.413/(1+16300*n3);v2=sqrt(4*(p-p1)*v3*v3*D/(3*p2*r*cd);m=v1-v2;if(m=0) printf(nv1=%f,r=%f,v1,r);else do v1=v1-2*m/3; R1=p*v1*D/s; n4=pow(R1,0.657); n5=pow(R1,-1.09); cd=24*(1+0.173*n4)/(1+16300*n5); v2=sqrt(4*(p-p1)*v3*v3*D/(3*p2*r*cd); while(fabs(v1-v2)1e-6); printf(nv1=%

25、f,r=%f,v1,r); 运行结果如下：r=0.应用excel绘出10点的关系曲线如下图5-1所示： 图5-1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 （35）对上式两边同时取对数得： （36）记 ,b=lgk 则rvr*rlgvrlgv关于曲线分析图如下所示：图5-2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a,b.由方程组： （37） （38）即 （39） （40）把已知代入方程组得：0.086625a+0.825b=0.284776 (41) 0.825a+10b=12.165652 (42)解方程组得：a=15.24,b=-3.13 (43)气泡在GLCC

26、内穿过的整个轴向距离: GLCC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(m) = 1 * GB3 径向方向上旋流中气泡受力如图5-3示，由受力可知， 图5-3 相对运动微方程： (47) 式中：为气泡质量，为相对滑移速度，为气泡直径，为半径r处的旋流速度。假设旋流为强迫旋涡，即。则上式可写为： (48)解得： (为常数) (49)初始条件：时， (50)设为时间常数，式中第一项，故趋于终端沉降速度：又，故 （t=0时，）若不考虑旋转时的能量损失，则 （为切向入口速度）， 解得：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时间 = 1

27、 * GB3 一般气泡从边壁到中心的平均移动速度 ，即 = 2 * GB3 分离器的处理量为Q，则分离器内液体占据的最小体积 = 3 * GB3 式中V为旋流器的容积。 = 2 * GB3 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，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： = 4 * GB3 即旋流器的最小长度为。设计参数： 由以上参数和式 = 1 * GB3 = 2 * GB3 = 3 * GB3 = 4 * GB3 计算可得：旋流器的半径。当分离器的设计直径时，相应地，图5-4 平衡液位示意图 气液分离器如图5-3所示，来自井

28、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。5.4.1 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,

29、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:+ +d=0 (51)通用气体定律给出: pV=RT或= (52)设计参数所对应的压力为p、温度T、体积V,那么: =将上式带入(2),得 pV=T故管内流速等于= (53)将式(3)和式(2)代入式(1),有 pdp ()dp + ()Td=0假设流动为等温的,积分上式得: p1- 2()ln()=p+() (54)根据Weymouth提出的公式计算,即 = (55) 上列各式中:-泥浆密度-气室内绝对压力-排气管出口绝对压力-排气管内径-排气管长度M-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设排气

30、管的直径DG=20mm,此时，则= 已知日处理气量为:90m/d=0.00104 m/s，M=29，R=8.315代入（55）式得 （56）编程计算程序如下：#include#includemain()double m,n,p,f;clrscr();for(p=1.01;p1.5;p+=0.00001)m=p/1.01;n=log(m);f=p*p-0.267*n-1.192;if(f0.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:+Z1+=+Z2+(1+) （57） 式中：p-2断面压力 Z1-1断面处液柱高度Z2-2断面处液柱高度 -1断面处泥浆流速-2

31、断面处泥浆流速 D-排液管内径L-排液管长度 -出液管路沿程阻力系数由（57）式变形得：Z1-Z2= +(1+) - （58）当DL=40mm时，R代入（58）式得，显然不满足条件。当DL=80mm时，R代入（58）式得，为了保证液体的顺利排除必须保持一定的压头，同时排液管排出的液体相当于自由流，因此要尽可能的使Z1-Z2，故所取DL过大。当DL=65时，R代入（58）式得，当DL=50mm时，R代入（58）式得，由因实际的工况，如果选择次方案要求的高度太高。故综上所述，当DL=65mm时比较合理的。故取Z1=1 .9m,Z2,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

32、据Taitel&Duker模型确定。由分流层转变为断续流或环状流的判别式: （59）式中： 式中D为入口管直径，为管内横截面上液面离管底的高度，A为管内气相所占的横截面积。D和作为迭代量，直至准则方程左端小于1，D即为满足分层流条件最小入口直径。对判别式变形得: （60）已知 代入上式得: （61）用C语言编程求解最小进口管直径，计算程序如下#include#includestdio.hmain()float m,k,d,n=0.1; while(n0.04&d0.3&n1) printf(nn=%f,d=%f,n,d);运行结果:n=0.710000 ,n,n,n,n,n,n,n,n,n,5

33、9n,n,n,n,n,n,n,n,n,n,n,n,故计算求得最小直径: D=40mm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6 m/s.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（m3/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）1:103001000406520第六章 强度设计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

34、质常温（立式）有毒、易燃首先根据单层圆筒厚度计算公式： （62） 式中 计算厚度，mm 设计直径 焊接接头系数 计算压力，MPa设计温度下许用应力由设计参数，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6-16mm时，=170MPa,当厚度为16-36时，=163MPa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4-3知 设计压力：假设计算厚度为6-16mm,许用应力=170MPa，则=设计厚度：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器，规定不包括腐蚀余量的最小厚度应力判别式： （63）式中 计

35、算压力，MPa 设计直径 设计温度下许用应力 -有效厚度已知 则代入上式得故满足强度要求封头采用标准椭圆形封头.材料:16MnR,当厚度为616mm时, ,当厚度为1636mm时, 1. 椭圆形状系数: （64）式中:-椭圆长轴-直边短轴而对于标准椭圆形封头,故=2. 计算椭圆的厚度: （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-焊接接头系数假设计算壁厚为616mm,则=170MPa,于是有显然壁厚在假设范围内,则设计壁厚对于16MnR,钢板负偏差,故取名义厚度.但对于低合金钢制压力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,

36、名义厚度至少应取5mm.又由钢材标准规格,名义厚度应取为 6mm.根据应力强度判别式: （66）式中: pc-设计压力- -圆筒直径- 有效壁厚-设计温度下的许用应力把已知条件代入得: 故强度满足要求:式中: -设计温度下的许用应力 -焊接接头系数,对封头要求100%的全焊缝 -有效壁厚Di- -圆筒直径k-椭圆形状系数代入已知量得: =故封头满足最大工作压力的要求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)，初拟法兰的尺寸如下所示D D=100 D=70 D=50 H=10 R=9垫片尺寸：垫片宽度：N=垫片基本密封宽度：垫片有效密封宽度：故垫片

37、的计算宽度：螺栓选用的材料是35号钢，预紧时螺栓载荷：操作时螺栓载荷： 拟采用螺栓4个 ，则，根据螺纹标准以及管道法兰螺栓的最小直径，取螺纹根径，相当于M10的螺栓。实际螺栓总面积：螺栓平均间距：s=根据文献28查表5-10，对于M12-的螺栓，最小螺栓间距为允许最大螺栓间距：故，即所选螺柱直径符合安装和密封要求预紧时螺柱载荷：W= M=.m操作时垫片载荷：、压力载荷：介质静压轴向载荷：作用在法兰端面上的总力矩： 法兰应力及度校核法兰形状系数：根据文献28查表（5-28），（5-29），（5-30），（5-31）得：于是 轴向应力：MPa径向应力：周向应力：MPa拟定法兰尺寸及选材合适，可安全

38、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1.6MPa带颈平焊法兰，材料：16Mn,常温下允许的工作压力为1.6MPa.管道法兰标记：管法兰MFM1.6-22 SH3406-92. 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)，初拟法兰的尺寸如下所示D D=150 D=150 D=80 垫片尺寸：垫片宽度：N=垫片基本密封宽度：垫片有效密封宽度： 故垫片的计算宽度：螺栓选用的材料是35号钢，预紧时螺栓载荷：操作时螺栓载荷： 拟采用螺栓4个 ，则，根据螺纹标准以及管道法兰螺栓的最小直径，取螺

39、纹根径，相当于M16的螺栓。实际螺栓总面积：螺栓平均间距：s=根据文献28查表5-10，对于M16的螺栓，最小螺栓间距为允许最大螺栓间距：故，即所选螺柱直径符合安装和密封要求预紧时螺柱载荷：W= M=.m操作时垫片载荷：、压力载荷：介质静压轴向载荷：作用在法兰端面上的总力矩： 法兰应力及度校核法兰形状系数：根据文献28查表（5-28），（5-29），（5-30），（5-31）得：于是 轴向应力：径向应力： 周向应力：MPa拟定法兰尺寸及选材合适，可安全使用PPa.管道法兰标记：管法兰MFM1.6-49.5 SH3406-92. 6.4计算设备重量载荷 设备操作重量： （67）-容器壳体和支座的

40、重量-容器内部构件的重量-容器保温材料的重量-平台、扶梯的重量-操作时容器内物料的重量-人孔、接管、法兰等附件的重量(2)计算分离器各段载荷，所取截面如图1所示图6-1各段载荷计算如下表所示各段载荷0-11-22-3（kgf）计算风载荷: （68） 以1-2段为例计算风载荷：-设备所在地的基本风载荷，取乌鲁木齐的基本风载荷进行计算=60-高度变化系数，由2表16-6得-1-2段分离器高度，=2m-空气动力系数，对圆筒形设备-风振系数，-计算段顶截面距地面高度系数, 由2表16-4得 -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，故由2表16-5得=1，-直立设备有效直径，

41、-容器各段外直径，mm-容器各段保温层厚度，mm-笼式扶梯当量宽度，mm-操作平台当量宽度，mm=m=同理可求出分离器各段风载荷于下表所示计算各段载荷0-11-22-31（kgf）602平台数0110(2)计算风弯矩容器任意计算截面I-I的风弯矩计算公式: （69）分离器各截面的风弯矩计算结果如下表:截面弯矩0-0 1-12-2任意截面的地震弯矩: （70）等直径、等壁厚设备任意截面计算截面I-I地震弯矩: （71）底部截面的地震弯矩: （72）(当时，视设备为柔性结构，则需考虑高振型的影响，在进行稳定或其他验算时，所取的地震弯矩值应为上列计算值的1.25倍)-地震影响系数，这里取最大地震时影

42、响系数Q0 -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,mh-计算截面距地面的高度,m-计算截面以上集中重量QX的作用点距地面的高度,m- 度处,集中载荷引起的水平地震载荷,N各截面的地震载荷计算如下表:截面各截面的地震弯矩0-0，故分离器为柔性构件1-12-2-偏心弯矩因为没有偏心载荷，故设计压力引起的轴向应力: （73）操作或者非操作时重力引起的轴向应力: （74）弯矩引起的轴向引力: （75）式中： -设计压力-分离器直径-分离器各段壁厚-任意计算截面处以上筒体承受的操作或非操作时的重量载荷，kgf中较大者各种载荷引起的轴向引力如下表:设计压力引起的轴向力 操作重量引起

43、的轴向力 16MPa MPa最大弯矩引起的轴向力 MPaMPaMPa最大组合轴向拉力，出现正常操作的情况下： （76）强度条件： （77）-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1-1截面MPa=1701.00=170MPa 故筒体的强度满足要求最大组合轴向压应力，出现在停车情况下： （78）稳定条件：中的较小值 （79）计算B值。 MPaMPa故截面2-2满足稳定性要求MPaMPa故截面1-1满足稳定性要求故截面0-0满足稳定性要求综上所述,分离器满足稳定性要求第七章 焊接工艺设计1.筒体与筒体以及筒体与封头焊缝焊接接头型式和尺寸选用UG24(HG20583-1998)

44、.2.根据GB/T14957-947选用焊丝的牌号H10Mn;根据GB12470-70选用焊剂的牌号HJ431型号HJ401-H08A. 3.焊接采用埋弧焊,对焊缝进行100%的射线探伤检测,要求符合GB3325-87中的级为合格. 筒体与接管的焊接接头型式和尺寸选用G2 GB20583-1998,其示结构如图2所示.根据GB/T518-95低合金钢电焊条选用焊条牌号J502，型号E5003。焊接采用手工电弧焊,对焊缝进行100%的射线探伤检测,要求符合GB3325-87中的级为合格. 带颈平焊法兰与接管焊接接头尺寸选用F6(JB47004703-92),其结构如图4所示。2.根据GB/T51

45、8-95低合金钢电焊条选用焊条牌号J507，型号E5015。3.焊后对焊缝进行100%的射线探伤检测,要求符合GB 3325-87中的级为合格.第八章 气液两相流场的数值模拟8.1 数值计算方法简介 计算流体力学作为流体力学研究中的一门新兴分支，正在工业和科研领域内发挥越来越重要的作用。将CFD工具运用到分离机械的研究中，也成为工程技术人员改进设计、提高效率的有效手段，是CFD应用的前沿。一些成熟的算法，模型也以商业软件的形式出现在工程及科研领域。相比研究单位自行开发的计算程序，商业计算软件一般具有以下特点： 通用性广。由于商业软件面向的用户对象广泛，处理的实际问题多种多样，因此其覆盖的应用范

46、围要尽可能广。计算稳定性好。多数软件经过不同研究领域内的算例测试，对不同类型的问题具有较好的适应能力。使用方便，商业软件都提供了比较友好的用户界面，方便用户的使用。一般商业软件也存在一些明显的不足，例如：算法相对陈旧，不能紧跟CFD研究领域内的最新成果；与不同行业内的实际要求存在一定的距离，难以将各研究单位已有的研究成果结合到商业软件中。这在一定程度上限制了商业软件在工程实际中的应用。本文运用Fluent软件对离心是分离器的内流场进行分析计算，Fluent公司是享誉世界的最大计算流体力学（CFD）软件供应商，Fluent软件能够精确地模拟无粘流、层流、湍流、化学反应、多相流等复杂的饿流动现象。

47、应用领域包括：航空航天、汽车设计、生物医药、化学处理、石油天然气，发电系统、电子半导体、蜗轮设计、HVAC、玻璃加工等。FLUENT具有精度高，收敛快，稳定性好等特点，同时可通过添加拥护自定义的函数（UDF）解决实际具体问题。Gambit是前置处理器，能针对极其复杂的几何外行生成三维四面体，六面体的非结构化网络及混合网络。该模块还具有方便的网络检查功能，对网络单元体积、扭曲率、长细比等影响收敛和稳定的参数进行统计并生成报告。8.1.1 控制方程对于所有的流动问题，FLUENT需要求解质量和动量守恒方程。对于热传导或可压缩流动，需要解能量守恒的附加方程。对于包括组分混合和反应的流动，需要解组分守

48、恒方程或者使用PDF模型来解混合分数的守恒方程。当流动是湍流是，还要解附加的输运方程。FLUENT可以在惯性坐标系（无加速坐标系）和具有加速度的参考坐标系（旋转坐标系）中建立流动模型。在旋转坐标系中，通过建立一个与旋转设备一起运动的相对坐标系来建摸，近似认为流体旋转角速度为常数，旋转边界相对与参考系静止。在旋转坐标系中，绝对速度v或相对速度v的关系如下： （80）其中 角速度向量（即旋转坐标系的角速度）； 旋转坐标系中的位置向量 旋转坐标系中的质量守恒方程（连续性方程）： （81）其中源项上假如到连续性相的第二相质量（比方说由于液滴的蒸发，质量发生变化），源项也可以是自定义源项。惯性坐标系中的

49、动量方程： （82）其中p是静压，是应力张量，和分别是中立体积力和外部体积力（如离散相相互作用的产生的升力）。包含了其它的模型相关源项，如多孔介质和自定义源项。应力张量 （83） 其中：分子粘性； I单位张量。旋转坐标系中的动量方程为： （84）由于在FLUENT中忽略了 项，因此不能用动量方程的相对速度表达式准确的计算随时间变化的角速度。湍流是由大小不同尺度的旋涡组成，对时间和空间都是非线性的随机运动。它最本质的特征是“湍动”，既随机的脉动。湍流流场是无数不同尺寸涡旋相互掺混的流动场。湍流的出现影响着整个流场的速度、压力、温度和物质浓度的分布。目前，关于紊流的数值计算可分为细观模拟和统观模拟

50、。完全模拟、大涡流模拟属于细观模拟。完全模拟（Direct Numberical Simulation DNS）在湍流尺度的网格尺寸内求解N S方程而不使用任何湍流模型。该方法必须采用很少的时间和空间步长。如文献估算，长。如文献估算，对一个涡旋进行数值计算，至少要设置十个节点，这样对于一个小尺寸范围内的紊流运动要在1cm 的流场中布置10个节点。显然，完全模拟在短期尚无法用于求解实际工程中的复杂湍流问题。大涡流模拟（Large Eddy Simulation LES）是在大涡尺度的网格尺寸内求结NS方程，由于计算量仍很大，只能模拟一些简单流动，如弯道等，目前也不能直接用于工程。而基于求解雷诺时

51、均方程的模拟，即统观模拟，利用某些假设将雷诺时均方程中高阶未知关联项或者时均量来表达，从而使雷诺时均方程封闭。因此统观模拟当前成为解决工程实际问题的有效手段。所谓湍流模型理论就是以雷诺平均运动方程为基础，依靠理论与经验引进一些模拟假设，建立一组描述湍流平均值的封闭方程组的计算方法。该模型的平均行为，应与实际的湍流统计平均行为基本一致。 1925年Prandtl提出的动量传递理论以及后来提出的自由剪切层模型、泰勒的涡量传递理论的冯-卡门的相似性理论等一系列半经验理论，其基本思想都是建立关于雷诺应力的模型假设，使雷诺平均运动方程得以封闭。由于只考虑了一阶湍流统计量的动力学微分方程，即平均运动方程，

52、仅引人附加的代数关系而没有引进任何高阶统计量的微分方程，因此属于零方程模型。这种模型对运动的预测性很差，不适用于有回流的复杂运动。Kolmogorov和Prandtl提出的单方程模型虽较半经验理论有所改进，且Cd和Cu值也较容易确定，但L值的确定并不比混合长度的确定容易。因而单方程模型同样只适用于简单流动，不适用于带回流的复杂流动。在所有的双方程模型中，K-双方程模型的应用最为普遍，先后由周培源（1945）、Harlow-Nakayama(1968) 、Jones-Launder(1972)提出。在进一步简化的模型中，人们放弃给雷诺应力建立方程的想法，将它们直接用推广的Bossinesq涡粘性

53、模式来表示。大量的预报及实验结果对照表明，K-模型可以成功或基本成功用于以下几种情形：无浮力平面射流、平壁边界层、管流、通道流或喷管内流动、无旋涡及弱旋的二维和三维流动。由于它采用了同向性湍流疏运的假设，故它不适应具有非同向性湍流输运的强旋流。在离心分离器内流场中，因切速度远远大于径向和轴向分量，因而，通常采用雷诺应力模型（RSM）、代数应力模型（ASM）或RNG模型来代替K-模型。雷诺应力模型RSM对雷诺应力及通量项采用微分方程直接求解，具有很大通用性，这一模型的优点在于可准确地考虑各向异性效应。代数应力模型（ASM）是雷诺应力模型在一定条件下的简化表达式，表达式形式随简化条件而异，由应力代

54、数表达式加上及方程构成，因此又称为扩展的K-模型或者2个半方程模型。应用该模型可避开求解雷诺应力方程所面临的十分复杂的计算工作，又较好地预报了流动的各向异性的特点。RNG K-模型是一种修正的K-模型，在文献3334中有较详细的讨论。它从原始的基本方程推导而来，其中使用了所谓的“Kolmogorov”数学技巧。Kolmogorov定律：E（k）=k 。RNG模型是一个更一般，更基本的模型，尤其对强旋流流场及高曲率流线的离心分离器有着很好的改进效果。在FLUENT中有多种湍流模型可选择，包括常用的Spalart-Allmaras单方程模型、标准K-模型、和K-o模型、雷诺应力模型以及大旋涡模型。

55、选择合适的湍流模型是数值计算中及其重要的环节，不同湍流模型的使用会产生不同的流场细节。本文应用RNGK-模型预测离心式分离器的内流场。多相流的数值计算方法有两种：欧拉拉格朗日（Euler-Lagrange）方法和欧拉欧拉（Euler- Euler）方法。 在Fluentzhong中的拉格朗日离散项模型遵循欧拉拉格朗日方法。流体相为连续相，直接求解时均N-S方程，而离散相通过计算流场中大量的粒子，气泡或是液滴的运动得到。离散相和流体相之间有动量、质量和能量的交换。该模型假设离散相（第二相）的体积比率很低。粒子或液滴运行轨迹的计算是独立的，被安排在流相计算的指定间隙完成。这样处理能较好的符合喷雾干

56、燥，煤和液体燃料燃烧，以及一些粒子负载的流动情况，但是不适合用于液-液混合物，流化床和其它第二相体积率不容忽略的情形。欧拉模型在欧拉欧拉方法中，不同的相被处理成互相贯穿的连续介质。由于一种相所占的体积不能被其他相占有，故引入相体积分数（phasic volume fraction）。体积分数是时间和空间的连续函数，各相的体积分数之和等于1。从各相的守恒方程可以推导出一组方程，这些方程对于所有的相都具有类似的形式。从实验得到的数据可以建立一些特定的关系，从而使上述方程封闭，另外，对于小颗粒流（granular flows），可以通过应用分子运动论的理论使方程封闭。在FLUENT中，有三种欧拉欧拉

57、多相流模型：流体体积模型（VOF），混合（Mixture）模型以及欧拉（Euler）模型。混合模型和欧拉模型主要用于模拟相间的混合和分离。（1）流体体积模型（VOF） VOF模型通过求解单独的动量方程和处理穿过区域的每一相的体积分数来模拟两种或三种不能混合的流体。典型的应用包括预测流体中大气泡的运动和气液界面的稳态和瞬态变化。（2）混合模型（Mixture） 混合模型求解混合物的动量方程，并通过相对速度描述离散相。混合模型是欧拉模型在几种情况下的很好替代。当颗粒相广泛分布或界面规律未知时，完善的多相流模型是不切实际的。在这种情况下，混合模型能取得较好的结果。 混合模型的应用包括低负载的粒子负载

58、流，气泡流，沉降，以及旋风分离等多相流。混合模型也可用于没有相对速度的均匀多相流。（3）欧拉模型（Eulerian） 欧拉模型是Fluent中最复杂的多相流模型。它建立含有n个动量方程和连续方程的方程组来求解各相。压力项和各界面交换系数耦合在一起，耦合方式依赖于所含相的情况。颗粒流（液固）与非颗粒流（液液）的处理是不同的。对于颗粒流，可应用分子运动理论求得流动特性。不同相之间的动量交换也依赖于混合物的类别。该模型的应用包括气泡柱，上浮，颗粒悬浮，以及流化床。 解决多相流问题，先选择最能符合实际的流体模式。然后根据不同的模式，选择恰当的多相流模型。如在气液或液液多相流中，大致有泡状流，弹状流，断

59、塞流及自由液面流四种模式。对于离心分离器，主要是分离在来连续液相中分散的小气泡（含气率为10%左右），气泡的运动一般认为是泡状流，可选用混合模型或欧拉模型。以下为混合模型和欧拉模型的求解策略。 启动混合模型求解，采用0.2或更小的滑流速度欠松弛因子开始计算。如果解显示出好的收敛趋势，可逐渐增加欠松弛因子。初始计算是可以不求解题解分数和滑流速度方程，当计算收敛后，在求解这些方程。 启动欧拉模型求解，为了提高收敛性，在求解多相流模型前可以先获得初始解再继续计算。初始解可通过混合模型得到。由于欧拉模型对内存及收敛要求较高，在下面的数值计算中，多相流模型选用混合模型。8.1.4 数值计算方法目前关于数

60、值计算的方法有：有限差分法、有限元法、边界元法等。在CFD中，有限差分法占主导地位，且最为成熟，目前已经发展了多种收敛性好、精度高的离散格式，较常用的有：Taylor（泰勒）展开法、有限容积法。与有限差分法相比，有限单元法在流体力学应用还远远不够成熟，易出现数值溢出、数值发散等问题。Flent采用有限容积离散动量方程，速度和压力耦合采用SIMPLE、SIMPLEC及PISO算法。对流项差分格式纳入了一阶迎风、中心差分及QUICK等格式。在多种情况下，中心格式的计算稳定性好于迎风格式。代数方程可以采用多重网格及最小残差法。对于旋转坐标系中的流动问题，求解过程经常变得不稳定。这是因为当旋转项的影响