畢業(yè)設計（論文）分離器設計

1、氣液分離器設計一、概述管柱式氣液旋流分離器是一種帶有傾斜切向入口及氣體、液體出口的垂直管。它依靠旋流離心力實現氣、液兩相分離，與傳統(tǒng)的重力式分離器相比，具有結構緊湊、重量輕、投資節(jié)省成本等優(yōu)點，是代替?zhèn)鹘y(tǒng)容積式分離器的新型分離裝置。在氣液兩相旋流分析的基礎上，建立了預測分離性能的機理模型，該模型包括了入口分離模型、旋渦模型、氣泡及液滴軌跡模型；依據機理模型，提出了管柱式旋流分離器工藝設計技術指標和工藝步驟.設計根據管柱式旋流分離器的機理模型以及設計工況，完成了管柱式旋流分離器的結構設計、強度分析、理論校核、焊接工藝設計以及分離器內氣液兩相流的數值模擬，為工程設計和理論設計提供一定的理論依據。2

2、、旋流式分離器的結構及工作原理旋流分離器，是一種利用離心沉降原理將非均相混合物中具有不同密度的相分離的機械分離設備。旋流分離器的基本構造為一個分離腔、一到兩個入口和兩個出口。分離腔主要有圓柱形、圓錐形、柱-錐形三種基本形式。入口有單入口和多入口幾種，但在實踐中，一般只有單入口和雙入口兩種。就入口與分離腔的連接形式來分，入口又有切向入口和漸開線入口兩種。出口一般為兩個，而且多為軸向出口，分布在旋流分離器的兩端。靠近進料端的為溢流口，遠離進料端的為底流口。在具有密度差的混合物以一定的方式及速度從入口進入旋流分離器后,在離心力場的作用下,密度大的相被甩向四周,并順著壁面向下運動,作為底流排出；密度小

3、的相向中間遷移，并向上運動，最后作為溢流排出，分離示意圖如圖1。這樣就達到了分離的目的。旋流分離技術可用于液液分離、氣液分離、固液分離、氣固分離等。本文設計的旋流分離器用于石油鉆井中鉆井液的氣液分離。3、旋流式分離器的優(yōu)缺點在石油化工中裝置中，有各種各樣的分離器，其中以立式重力氣液分離器最為常見，這種氣液分離器具有結構簡單、操作可靠等持點。立式重力式分離器的主體為一立式圓筒體，多相流一般從該筒體中段進入，頂部為氣流出口，底部為液體出口，其結構簡圖見圖2-2。雖然旋流式氣液分離技術在石油化工方面的應用要晚得多，但與常規(guī)的重力式分離相比較，它具有很多優(yōu)點： = 1 * GB3 分離效率高，由于分離

4、原理的不同使得旋流式分離器具有很高的分離效率； = 2 * GB3 成本低，占用空間較小、維護費用少、能耗低、不需要任何幫助分離的介質； = 3 * GB3 安裝靈活方便，旋流器可以任何角度安裝； = 4 * GB3 工作連續(xù)、可靠,操作維護方便,一旦設計、調試好, 就可自動、穩(wěn)定地工作。旋流式氣液分離器有以上優(yōu)點，但也有如下缺點: = 1 * GB3 由于旋流器內流體的流動產生一定的剪切作用，如果參數設計不當，容易將液滴(油滴或水滴) 打碎乳化而惡化分離過程； = 2 * GB3 通用性較差。不同的分離要求、不同的處理物料的性質往往需要不同結構尺寸或操作條件的旋流器，因此旋流器往往不能互換使

5、用。在欠平衡鉆井中，使用旋流式氣液分離器分離鉆井液中的氣體，能充分發(fā)揮該離器優(yōu)點，同時又能有效的避免它的缺點。因此，旋流式氣液分離用于分離鉆中的氣體具有廣闊前景。第三章 管柱式氣液旋流分離器29)的四分之一左右。圖3-1 GLCC結構圖 管柱式旋流氣液分離器由入口區(qū)(段)、入口分流區(qū)、漩渦區(qū)、氣泡區(qū)、液滴區(qū)、氣相和液相出口配管等部分組成(圖3-2)。3.2.1 入口區(qū)由于管柱式旋流分離器主要依靠旋流產生的離心力實現氣液的高效分離,而入口結構決定了分離器的入口氣液相分布及氣液相切向入口速度的大小。因此入口結構是影響管柱式旋流分離器分離特性的關鍵因素之一。氣液相流速的不同,油、氣兩相或油、氣、水多

6、相流在入口管和噴嘴內可能呈現分層流、段塞流、分散氣泡流或環(huán)狀流等多種流型。Kouba的實驗研究表明,采用向下傾斜的入口管,保證入口管流型呈現分層流將在很大程度上改善氣液分離效果、擴展管柱式旋流分離器的適用范圍,最佳傾斜角為-27。而傳統(tǒng)分離器采用的入口結構通常為垂直于筒體的結構(目前很多分離器采用的分氣包亦為類似結構),實驗證明采用垂直結構的管柱式旋流分離器,氣液分離效果差,工作范圍大約是傾斜向下的入口結構分離器的一半。入口管向下傾斜,在重力作用下有利于形成分層流,實現氣液兩相的初步分離。圖3-2 GLCC結構圖3.2.2 入口分流區(qū)入口分流區(qū)即與入口槽連接的筒體部分(如圖3-2)。氣液相經入

7、口槽進入入口分流區(qū)實現氣液的初步分離,上部的氣相、下部的液相分別沿筒壁旋轉形成旋流場。3.2.3 漩渦區(qū)經初步分離的液相以切向速度沿筒壁旋轉形成強制旋流。除壁面附近,該旋流可看作剛體轉動,如圖3-3所示,微元控制體以恒定角速度旋轉。流動是軸對稱的、各分速度沿軸變化不大,因此假設微元控制體在軸向、切向上沒有加速度,徑向加速度,應用歐拉方程式得徑向和軸向運動微分方程:圖3-3 旋流控制體受力分析 （1） （2）式中:為含氣泡液相混合物密度;R為筒體半徑,R=d/2。控制體壓力微分方程: (3)把方程(1)、(2)代入方程(3),并沿等壓漩渦表面積分()得: (4)整理上式即可得到漩渦方程: (5)

8、 (6)利用漩渦方程積分可得入口分流區(qū)下方液相總體積,應用液相體積守恒: (7)式中:指平衡液位高度(見圖3-2)。把方程(5)代入方程(7),積分得到常數,漩渦形狀方程如下:Z= (8)從漩渦方程(8)求解漩渦高度:= (9)3.2.4 氣泡區(qū)和液滴區(qū)分離器上部,氣相為連續(xù)相,液滴分散其中,稱液滴區(qū);下部,液相為連續(xù)相,氣泡分散其中,稱氣泡區(qū)。連續(xù)相做渦旋運動,由于氣液相密度差,分散相粒子(氣泡或液滴)與連續(xù)相間存在滑脫。研究分散相粒子的運動軌跡,可以分析分離特性。1 .氣泡軌跡分析在漩渦區(qū),較大直徑的氣泡容易被擄獲分出,因此氣泡軌跡的研究區(qū)域是從漩渦底部開始的渦流區(qū)。假設液相渦流區(qū)小氣泡均

9、勻分布,氣泡的徑向滑脫速度為,軸向滑脫速度為,忽略連續(xù)相-液相的徑向速度,軸向速度即液相折算速度,這樣,氣泡的徑向絕對速度為 =-,軸向(向下)的絕對速度為,顯然,實現氣泡分離的必要條件是壁面處氣泡運動至中心氣核的時間應少于氣泡隨連續(xù)相液相流出分離器的時間。2 .液滴軌跡分析 經過入口分流區(qū)初步分離后的旋轉氣流攜帶液滴進入分離器上部的液滴區(qū),與氣泡區(qū)不同的是,由于分散粒子液滴的密度大于連續(xù)相氣相密度,液滴被甩向器壁。假設徑向液滴滑脫速度為,軸向滑脫速度為,忽略氣相的徑向流速,氣相的軸向速度即折算速度為,這樣,液滴徑向絕對速度為,軸向(向上)的絕對速度為,液滴能夠分出的必要條件是分離器中心處的液

10、滴到達器壁的時間應短于液滴隨旋轉氣流流出分離器的時間。到達器壁的液滴,在旋轉氣流的作用下,將在器壁上形成螺旋狀薄層液流沿器壁向下流動分出,完成氣液分離。3 .連續(xù)相旋流特性分離器內連續(xù)相旋流場分布對氣液分離至關重要。連續(xù)相切向速度、徑向速度和軸向速度構成了旋流場。由于粘性耗散和壁面摩擦阻力的作用,切向速度沿軸向逐漸減小,采用旋流強度表征旋流場的衰減特性。旋流強度定義為在某一高度截面上連續(xù)相切向動量通量與總軸向動量通量的比。 (10)式中:是軸向平均流速,下標c表示連續(xù)相。旋流強度沿軸向變化的經驗關系式: (11 )式中動量通量之比: (12)式中:是連續(xù)相(氣相或液相)入口質量流量;是器內對應

11、連續(xù)相(氣相或液相)的質量流量;指分離器橫截面積;指對應連續(xù)相入口實際流通面積。根據實驗與數值模擬研究,徑向流速通常較切向流速和軸向流速低二個數量級,對氣液分離效率的影響非常小,因此忽略徑向速度。沿旋轉半徑方向上,切向速度的變化非常顯著,按照其不同變化規(guī)律,可以將旋流分成兩個旋轉區(qū)域:近壁面處的自由渦旋區(qū)和中心強制渦旋區(qū)。忽略壁面附近的自由渦旋區(qū),將旋流場視為強制渦旋運動,切向流速近似呈線性分布;將軸向流動視為勻速運動,軸向流速等于平均流速。對于工程應用,以上的假設是趨于保守的。切向速度分布: (13)將切向速度表達式代入旋流強度定義式得: (14)根據定義是分離器截面位置()的函數,確定了某

12、截面的旋流強度,即可求得壁面處(忽略壁面附近的自由渦旋區(qū))的最大切向速度。 (15)3.3 氣泡、液滴軌跡模型假設:氣泡或液滴分散粒子為球形,在運動中不變形;粒子間及粒子與器壁間沒有相互作用力;氣泡或液滴的運動為定常流動;作用在氣泡或液滴上的各種力的合力為零,分散粒子做勻速運動;分離系統(tǒng)與外界沒有熱交換,視為等溫系統(tǒng);沒有漩渦脫落現象。徑向上,分散粒子受離心力和阻力作用,根據受力平衡,氣泡徑向滑脫速度: (16)同理,液滴徑向滑脫速度: (17)式中:、為氣泡和液滴直徑;、為氣液連續(xù)相切向速度;、為氣泡和液滴阻力系數。阻力系數采用文獻提出的關系式求解: (18) (19)式中:,軸向上氣泡受重

13、力和阻力的作用,但由于連續(xù)相為油相,柔占度大,滑脫速度小,其流態(tài)一般總處于層流區(qū),因Stokes公式適于求解氣泡的滑脫速度: (20)同樣,液滴在軸向上受重力和阻力作用,根據受力平衡,液滴軸向滑脫速度: (21)氣泡或液滴所受阻力與氣泡或液滴的合成速度有關,其滑脫速度分別為: (23) (24)根據上面的氣泡和液滴軌跡分析,時間間隔中,氣泡或液滴在徑向和軸的位移(見圖3-4)圖3-4 氣泡和液滴軌跡示意圖 消去,即為氣泡和液滴軌跡控制方程,積分得氣泡或液滴的軸向位移, （25） （26）根據氣泡或液滴實現分離的必要性,或即為氣泡或液滴區(qū)的最小高度。結構設計分析4.1 入口設計分析 由于管柱式旋

14、流分離器主要依靠旋流產生的離心力實現氣液的高效分離,而入口結構決定了分離器的氣液分布及其初始切向入口速度的大小,因此入口結構和尺寸是影響管柱式旋流分離器實現氣液分離的關鍵因素。管柱式旋流分離器入口主要由入口管、噴嘴和入口槽3部分組成。氣液相流速的不同,油氣兩相或油氣水多相流在入口管內可能呈現分層流、段塞流、分散氣泡流或環(huán)狀流等多種流型。實驗研究表明,采用向下傾斜的入口管,保證入口管流型呈現分層流將在很大程度上改善氣液分離效果,擴展管柱式旋流分離器的適用范圍。而傳統(tǒng)分離器采用的入口結構通常為垂直于筒體的結構(目前很多分離器采用的分氣包亦為類似結構),采用垂直結構的管柱式旋流分離器實驗證明,與傾斜

15、向下的入口結構相比,氣液分離效果明顯變差,工作范圍大約減小一半。入口管向下傾斜,在重力作用下有利于形成分層流,實現氣液兩相的初步分離,同時,向下的傾斜結構使經過初步分離的液相在入口下方旋轉一圈后形成旋流場,避免了對氣相向分離器上方運動的阻塞。故入口管采用傾斜入口. 入口管傾角以-27為宜,管長取1.01.5,入口管直徑的選取應保證流型為分層流,由Taitel和Dukler預測模型確定,分層流轉變?yōu)殚g歇流或環(huán)狀流的判別準則為: （27）式中： 式中D為入口管直徑,是它的橫截面積,h是無量綱液位高。迭代求解準則方程,D和h作為迭代參量,直至準則方程左端小于1,din即為滿足分層流條件最小入口管直徑

16、。噴嘴是入口段最后一個影響進入分離器氣液相流速分布和入口切向流速大小的因素。通過對3種不同入口開槽結構(矩形、同心圓形及新月形)的初步實驗發(fā)現,同心圓形噴嘴(縮口管)結構的分離特性最差,而矩形結構噴嘴的分離效果最佳,新月形結構噴嘴的分離效果與矩形噴嘴接近,由于矩形槽結構加工困難,推薦采用新月形結構。入口噴嘴面積的選取應保證入口液相流速在4.5-6/之間。液相流速過小將難以發(fā)揮旋流離心分離的作用,但液相流速過大將形成過高的漩渦區(qū),在筒體中過早出現氣相夾帶液滴和液相夾帶氣泡現象,影響分離效果。4.1.3雙入口分析 雙傾斜入口將入口流預分為兩股流動：低入口的富液流和高入口的富氣流。雙入口的試驗表明中

17、等大小的氣體流量（在入口處段塞流轉為分層流）下，氣體帶液率有明顯降低，當氣體流量較高時（在入口處為環(huán)空流），無多大變化。4.2.1入口位置對于沒有液位控制的GLCC,將入口段定位于靠近液面的上方是至關重要的。最新的許多試驗都表明,單入口GLCC的最佳液面大約在距離入口下方13L/d處。過低的液面,如距離入口處遠大于3L/d,會導致切向入口速度的過度衰減,影響GLCC的性能。如果液面高于入口,氣體會通過液體而溢出,造成更多液體的攜帶。4.2.2最佳外形比外形比是指GLCC的長徑比。GLCC的尺寸影響其性能及造價。對于一個給定的直徑,GLCC中入口上方的長度提供了液流擾動的容量,而入口下方的長度則

18、決定了用于從液體中分離氣泡的存留時間。另外,離心力和浮力的大小與直徑成反比,切向速度衰減與長度成正比。由于這一現象的復雜性,最近才剛剛提出了一套決定最佳外形比的基本標準。4.2.3旋流體錐度針對反錐型、正錐型和圓柱型旋流體進行的研究表明,對于氣/液分離,圓柱型旋流體要稍優(yōu)于反錐型和正錐型結構。4.3 出口管設計分析氣液相出口管線的配置可根據氣液相流量、配置儀表的要求確定。建議氣相出口流速取330/,液相出口流速取1.212/。容器內平衡液位應低于入口0 .3,分離氣液相的匯合點一般低于入口點0.30.5,以保持正的靜水壓頭。若分離器配置控制系統(tǒng),匯合點位置可以高于入口。分離器工藝設計5.1 計

19、算分離器直徑考慮分離器上部的氣相分離部分,分離器直徑的選取應避免氣相中夾帶液滴,以氣相折算速度表示,即氣相折算速度不能大于氣流中出現液滴時的臨界速度。氣相臨界速度是: （28）式中We是無因次Weber數,它決定于液滴的尺寸,這里取值7。對于分離器入口以下的液相分離部分,應充分發(fā)揮離心分離特性,避免液相中夾帶氣泡。研究表明,保持液相入口切向流速和液相流速的比為40時,旋流分離效果最佳。通常切向流速一般取6/,顯然臨界液相流速=0.15/。對于高氣油比的分離工況,分離器直徑： （29）對于低氣油比的分離工況,分離器直徑： （30）式中和分別是分離工況下氣體流量和液體流量。根據入口噴嘴分析,取液相

20、入口切向速度為:=6m/s由上分析知當/=40時, 旋流分離效果最佳,故液相流速:已知:日處理液量:900 m33/s, 日處理氣量:90m3/d=0.00104 m3/s,又知本設計工況是低氣油比工況,故由公式（30）得分離器的直徑： =2(m)經圓整后取 d=300mm5.2分離器的高度計算以入口為界分離器分為上下兩個部分。經過旋流離心分離,部分液體可能以旋流液膜的形式向上爬升或以液滴的形式隨氣流向上運動產生氣相夾帶液滴的現象。上半部分的高度應足夠高,甚至在極端流型段塞流工況下能夠吸收液相流量的波動,避免氣相夾帶液滴的現象。參考傳統(tǒng)立式分離器的沉降分離段的處理方法,結合現場應用經驗,管柱式

21、旋流分離器的上半部分高度一般取11.5,根據要求分離器的日處理量,設計半部分的高度為：h=1.00m.因經初步分離的液體在入口下方旋轉一周后才形成旋流，在這個過程中形成入口分流區(qū)。在入口分流區(qū)內流體作螺旋運動，所需的時間t為：t=入口分流區(qū)高度為： h=已知 由公式（9）得 旋渦區(qū)高度： = =下部液相空間的高度選取,應保證液相在分離器內有足夠的停留時間使氣泡得以分出進入上部氣相空間。根據實踐經驗,當筒體直徑小于1英寸時,液相空間高度取11.5。對于大直徑的旋流分離器,根據建立的氣泡軌跡模型,求解氣泡(氣泡直徑取500)自器壁進入中心氣核實現分離在軸向上穿過的距離,顯然液相空間的高度應不小于。

22、因為分離器的設計直徑是300 mm,故應根據建立的氣泡軌跡模型,求解下部液相空間的高度.氣泡在GLCC內穿過的整個軸向距離計算公式: 已知 , 由公式（20）得氣泡軸向滑脫速度:氣泡徑向速度分布: （30）式中混合物的密度分布： （31）液相切向速度分布： （32）式中為切向入口速度,m和n是指數,取0.9，是氣泡的直徑。根據Turton和Levenspie建議阻力系數為 : （33）雷諾數: （34）因為與r之間存在嵌套關系，通過與r的關系式不能直接得出兩者之間的關系，所以采用試算法確定兩者間的關系?；舅悸肥牵菏紫仁窃谝粋€確定的r上給定一給徑向速度v1，計算出相應的 ,，Re(r),v2,

23、然后比較，來確定對應點上氣泡的徑向速度。用此方法把半徑等分成10個點，通過編程算出其速度。計算程序如下：#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); 運行結果如下：r=0.應用excel繪出10點的關系曲線如下圖5-1所示： 圖5-1根據圖示v1與r的曲線關系，v1和r之間近似指數關系，故設 （35）對上式兩邊同時取對數得： （36）記 ,b=lgk 則rvr*rlgvrlgv關于曲線分析圖如下所示：圖5-2由的曲線關系知近似直線關系，故采用最小二乘法確定常數a,b.由方程組： （37） （38）即 （39） （40）把已知代入方程組得：0.086625a+0.825b=0.284776 (41) 0.825a+10b=12.165652 (42)解方程組得：a=15.24,b=-3.13 (43)氣泡在GLCC

26、內穿過的整個軸向距離: GLCC各部分計算高度總結如下表：液滴區(qū)（m ）入口分流區(qū)(m)旋渦區(qū)(m)氣泡區(qū)(m)總高(m) = 1 * GB3 徑向方向上旋流中氣泡受力如圖5-3示，由受力可知， 圖5-3 相對運動微方程： (47) 式中：為氣泡質量，為相對滑移速度，為氣泡直徑，為半徑r處的旋流速度。假設旋流為強迫旋渦，即。則上式可寫為： (48)解得： (為常數) (49)初始條件：時， (50)設為時間常數，式中第一項，故趨于終端沉降速度：又，故 （t=0時，）若不考慮旋轉時的能量損失，則 （為切向入口速度）， 解得：一般地，當時，近似認為氣泡已遷移到中心，對應的時間為最小駐留時間 = 1

27、 * GB3 一般氣泡從邊壁到中心的平均移動速度 ，即 = 2 * GB3 分離器的處理量為Q，則分離器內液體占據的最小體積 = 3 * GB3 式中V為旋流器的容積。 = 2 * GB3 豎直方向上計算在最小駐留時間內混合體運動的距離時，可忽略氣泡與液體的相對滑移，認為氣泡隨液體一起在重力的作用下向下運動，可得在內，氣泡下降的距離： = 4 * GB3 即旋流器的最小長度為。設計參數： 由以上參數和式 = 1 * GB3 = 2 * GB3 = 3 * GB3 = 4 * GB3 計算可得：旋流器的半徑。當分離器的設計直徑時，相應地，圖5-4 平衡液位示意圖 氣液分離器如圖5-3所示，來自井

28、口的氣液混合物進入分離器后產生旋流，在離心力的作用下實現分離，氣體占據液滴區(qū)并經排氣管從氣體出口排出，而液體占據氣泡區(qū)并經液體管從泥漿出口排出。在分離器工作的過程中，可能出現兩種極端情況：（1）氣量特別大，以至氣體壓力p1足以克服排液管線的能量的消耗，使氣體以連續(xù)相從泥漿出口排出；（2）液量特別大，為了克服排液管線的能量消耗，液面上升，有可能出現液相從排氣管線排出。在設計設計氣液分離器時，根據設計參數的要求，要求避免這兩種情況的發(fā)生。這就需要研究氣液相在輸送過程的能量平衡，要求正確的確定液封高度z2和氣液混合物的進口高度。5.4.1 氣室壓力p1的確定在管中流動的氣體由于溫度和壓力沿管長變化,

29、其流速和密度也會有顯著的變化.根據流體力學理論穩(wěn)態(tài)流動的能量方程有:+ +d=0 (51)通用氣體定律給出: pV=RT或= (52)設計參數所對應的壓力為p、溫度T、體積V,那么: =將上式帶入(2),得 pV=T故管內流速等于= (53)將式(3)和式(2)代入式(1),有 pdp ()dp + ()Td=0假設流動為等溫的,積分上式得: p1- 2()ln()=p+() (54)根據Weymouth提出的公式計算,即 = (55) 上列各式中:-泥漿密度-氣室內絕對壓力-排氣管出口絕對壓力-排氣管內徑-排氣管長度M-摩爾質量m-氣體質量R-氣體常數T-華氏溫度-出氣管路沿程阻力系數設排氣

30、管的直徑DG=20mm,此時，則= 已知日處理氣量為:90m/d=0.00104 m/s，M=29，R=8.315代入（55）式得 （56）編程計算程序如下：#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.選擇第一斷面為分離器內液面,第二斷面為泥漿出口處,建立兩斷面的能量平衡關系如下:+Z1+=+Z2+(1+) （57） 式中：p-2斷面壓力 Z1-1斷面處液柱高度Z2-2斷面處液柱高度 -1斷面處泥漿流速-2

31、斷面處泥漿流速 D-排液管內徑L-排液管長度 -出液管路沿程阻力系數由（57）式變形得：Z1-Z2= +(1+) - （58）當DL=40mm時，R代入（58）式得，顯然不滿足條件。當DL=80mm時，R代入（58）式得，為了保證液體的順利排除必須保持一定的壓頭，同時排液管排出的液體相當于自由流，因此要盡可能的使Z1-Z2，故所取DL過大。當DL=65時，R代入（58）式得，當DL=50mm時，R代入（58）式得，由因實際的工況，如果選擇次方案要求的高度太高。故綜上所述，當DL=65mm時比較合理的。故取Z1=1 .9m,Z2,管長取1,入口直徑的選取是為了保證入口管內呈現分層流,入口管直徑根

32、據Taitel&Duker模型確定。由分流層轉變?yōu)閿嗬m(xù)流或環(huán)狀流的判別式: （59）式中： 式中D為入口管直徑，為管內橫截面上液面離管底的高度，A為管內氣相所占的橫截面積。D和作為迭代量，直至準則方程左端小于1，D即為滿足分層流條件最小入口直徑。對判別式變形得: （60）已知 代入上式得: （61）用C語言編程求解最小進口管直徑，計算程序如下#include#includestdio.hmain()float m,k,d,n=0.1; while(n0.04&d0.3&n1) printf(nn=%f,d=%f,n,d);運行結果: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,故計算求得最小直徑: D=40mm入口槽選型,根據分離器工藝設計分析入口槽選用新月形,同時入口噴嘴的截面積的確定保證入口液相流速為6 m/s.綜合考慮本設計分離器的結構，最后確定為單進口。本設計中GLCC工藝尺寸綜合參數如下表：分離工況GLCC尺寸入口管GLCC回路（m3/s）（m3/s）氣液比工作壓力（Pa）直徑（mm）上部高度（mm）下部高度（mm）直徑（mm）排液管直徑（mm）排氣管直徑（mm）1:103001000406520第六章 強度設計1. 設計參數如下表：設計壓力（MPa）最大工作壓力 （MPa） 工作溫度容器尺寸(mm)工作介

34、質常溫（立式）有毒、易燃首先根據單層圓筒厚度計算公式： （62） 式中 計算厚度，mm 設計直徑 焊接接頭系數 計算壓力，MPa設計溫度下許用應力由設計參數，筒體的材料是：16MnR.根據文獻26查表D1知，在設計溫度下16MnR.的許用應力，當厚度為6-16mm時，=170MPa,當厚度為16-36時，=163MPa因為容器所盛介質易燃，所以壓力容器所有的焊縫采用全焊透結構，根據文獻26查表4-3知 設計壓力：假設計算厚度為6-16mm,許用應力=170MPa，則=設計厚度：對于16Mn鋼板偏差因而可以取名義厚度但是對低合金鋼制容器，規(guī)定不包括腐蝕余量的最小厚度應力判別式： （63）式中 計

35、算壓力，MPa 設計直徑 設計溫度下許用應力 -有效厚度已知 則代入上式得故滿足強度要求封頭采用標準橢圓形封頭.材料:16MnR,當厚度為616mm時, ,當厚度為1636mm時, 1. 橢圓形狀系數: （64）式中:-橢圓長軸-直邊短軸而對于標準橢圓形封頭,故=2. 計算橢圓的厚度: （65）式中： k-橢圓形狀系數pc-設計壓力Di- -圓筒直徑-設計溫度下的許用應力-焊接接頭系數假設計算壁厚為616mm,則=170MPa,于是有顯然壁厚在假設范圍內,則設計壁厚對于16MnR,鋼板負偏差,故取名義厚度.但對于低合金鋼制壓力容器規(guī)定不包括腐蝕余量的最小壁厚不小于3mm,加上2mm的腐蝕余量,

36、名義厚度至少應取5mm.又由鋼材標準規(guī)格,名義厚度應取為 6mm.根據應力強度判別式: （66）式中: pc-設計壓力- -圓筒直徑- 有效壁厚-設計溫度下的許用應力把已知條件代入得: 故強度滿足要求:式中: -設計溫度下的許用應力 -焊接接頭系數,對封頭要求100%的全焊縫 -有效壁厚Di- -圓筒直徑k-橢圓形狀系數代入已知量得: =故封頭滿足最大工作壓力的要求考慮到設計壓力較高，介質不允許泄漏，擬選用平焊法蘭，凸凹密封面。法蘭材料：16Mn(鍛件)，初擬法蘭的尺寸如下所示D D=100 D=70 D=50 H=10 R=9墊片尺寸：墊片寬度：N=墊片基本密封寬度：墊片有效密封寬度：故墊片

37、的計算寬度：螺栓選用的材料是35號鋼，預緊時螺栓載荷：操作時螺栓載荷： 擬采用螺栓4個 ，則，根據螺紋標準以及管道法蘭螺栓的最小直徑，取螺紋根徑，相當于M10的螺栓。實際螺栓總面積：螺栓平均間距：s=根據文獻28查表5-10，對于M12-的螺栓，最小螺栓間距為允許最大螺栓間距：故，即所選螺柱直徑符合安裝和密封要求預緊時螺柱載荷：W= M=.m操作時墊片載荷：、壓力載荷：介質靜壓軸向載荷：作用在法蘭端面上的總力矩： 法蘭應力及度校核法蘭形狀系數：根據文獻28查表（5-28），（5-29），（5-30），（5-31）得：于是 軸向應力：MPa徑向應力：周向應力：MPa擬定法蘭尺寸及選材合適，可安全

38、使用因為管道法蘭的內徑符合工稱直徑系列，應選用標準管道法蘭。根據參考文獻24管道法蘭標準選用公稱壓力為1.6MPa帶頸平焊法蘭，材料：16Mn,常溫下允許的工作壓力為1.6MPa.管道法蘭標記：管法蘭MFM1.6-22 SH3406-92. 考慮到設計壓力較高，介質不允許泄漏，擬選用平焊法蘭，凸凹密封面。法蘭材料：16Mn(鍛件)，初擬法蘭的尺寸如下所示D D=150 D=150 D=80 墊片尺寸：墊片寬度：N=墊片基本密封寬度：墊片有效密封寬度： 故墊片的計算寬度：螺栓選用的材料是35號鋼，預緊時螺栓載荷：操作時螺栓載荷： 擬采用螺栓4個 ，則，根據螺紋標準以及管道法蘭螺栓的最小直徑，取螺

39、紋根徑，相當于M16的螺栓。實際螺栓總面積：螺栓平均間距：s=根據文獻28查表5-10，對于M16的螺栓，最小螺栓間距為允許最大螺栓間距：故，即所選螺柱直徑符合安裝和密封要求預緊時螺柱載荷：W= M=.m操作時墊片載荷：、壓力載荷：介質靜壓軸向載荷：作用在法蘭端面上的總力矩： 法蘭應力及度校核法蘭形狀系數：根據文獻28查表（5-28），（5-29），（5-30），（5-31）得：于是 軸向應力：徑向應力： 周向應力：MPa擬定法蘭尺寸及選材合適，可安全使用PPa.管道法蘭標記：管法蘭MFM1.6-49.5 SH3406-92. 6.4計算設備重量載荷 設備操作重量： （67）-容器殼體和支座的

40、重量-容器內部構件的重量-容器保溫材料的重量-平臺、扶梯的重量-操作時容器內物料的重量-人孔、接管、法蘭等附件的重量(2)計算分離器各段載荷，所取截面如圖1所示圖6-1各段載荷計算如下表所示各段載荷0-11-22-3（kgf）計算風載荷: （68） 以1-2段為例計算風載荷：-設備所在地的基本風載荷，取烏魯木齊的基本風載荷進行計算=60-高度變化系數，由2表16-6得-1-2段分離器高度，=2m-空氣動力系數，對圓筒形設備-風振系數，-計算段頂截面距地面高度系數, 由2表16-4得 -設備基本振型自振周期變化系數因為本設計氣液分離器是等直徑厚壁設備，故由2表16-5得=1，-直立設備有效直徑，

41、-容器各段外直徑，mm-容器各段保溫層厚度，mm-籠式扶梯當量寬度，mm-操作平臺當量寬度，mm=m=同理可求出分離器各段風載荷于下表所示計算各段載荷0-11-22-31（kgf）602平臺數0110(2)計算風彎矩容器任意計算截面I-I的風彎矩計算公式: （69）分離器各截面的風彎矩計算結果如下表:截面彎矩0-0 1-12-2任意截面的地震彎矩: （70）等直徑、等壁厚設備任意截面計算截面I-I地震彎矩: （71）底部截面的地震彎矩: （72）(當時，視設備為柔性結構，則需考慮高振型的影響，在進行穩(wěn)定或其他驗算時，所取的地震彎矩值應為上列計算值的1.25倍)-地震影響系數，這里取最大地震時影

42、響系數Q0 -自計算截面以上的操作載荷-塔頂至第 I段(含第i段)的高度,mh-計算截面距地面的高度,m-計算截面以上集中重量QX的作用點距地面的高度,m- 度處,集中載荷引起的水平地震載荷,N各截面的地震載荷計算如下表:截面各截面的地震彎矩0-0，故分離器為柔性構件1-12-2-偏心彎矩因為沒有偏心載荷，故設計壓力引起的軸向應力: （73）操作或者非操作時重力引起的軸向應力: （74）彎矩引起的軸向引力: （75）式中： -設計壓力-分離器直徑-分離器各段壁厚-任意計算截面處以上筒體承受的操作或非操作時的重量載荷，kgf中較大者各種載荷引起的軸向引力如下表:設計壓力引起的軸向力 操作重量引起

43、的軸向力 16MPa MPa最大彎矩引起的軸向力 MPaMPaMPa最大組合軸向拉力，出現正常操作的情況下： （76）強度條件： （77）-焊接系數由以上分析知筒體最大組合軸向拉力，發(fā)生在正常操作時的1-1截面MPa=1701.00=170MPa 故筒體的強度滿足要求最大組合軸向壓應力，出現在停車情況下： （78）穩(wěn)定條件：中的較小值 （79）計算B值。 MPaMPa故截面2-2滿足穩(wěn)定性要求MPaMPa故截面1-1滿足穩(wěn)定性要求故截面0-0滿足穩(wěn)定性要求綜上所述,分離器滿足穩(wěn)定性要求第七章 焊接工藝設計1.筒體與筒體以及筒體與封頭焊縫焊接接頭型式和尺寸選用UG24(HG20583-1998)

44、.2.根據GB/T14957-947選用焊絲的牌號H10Mn;根據GB12470-70選用焊劑的牌號HJ431型號HJ401-H08A. 3.焊接采用埋弧焊,對焊縫進行100%的射線探傷檢測,要求符合GB3325-87中的級為合格. 筒體與接管的焊接接頭型式和尺寸選用G2 GB20583-1998,其示結構如圖2所示.根據GB/T518-95低合金鋼電焊條選用焊條牌號J502，型號E5003。焊接采用手工電弧焊,對焊縫進行100%的射線探傷檢測,要求符合GB3325-87中的級為合格. 帶頸平焊法蘭與接管焊接接頭尺寸選用F6(JB47004703-92),其結構如圖4所示。2.根據GB/T51

45、8-95低合金鋼電焊條選用焊條牌號J507，型號E5015。3.焊后對焊縫進行100%的射線探傷檢測,要求符合GB 3325-87中的級為合格.第八章 氣液兩相流場的數值模擬8.1 數值計算方法簡介 計算流體力學作為流體力學研究中的一門新興分支，正在工業(yè)和科研領域內發(fā)揮越來越重要的作用。將CFD工具運用到分離機械的研究中，也成為工程技術人員改進設計、提高效率的有效手段，是CFD應用的前沿。一些成熟的算法，模型也以商業(yè)軟件的形式出現在工程及科研領域。相比研究單位自行開發(fā)的計算程序，商業(yè)計算軟件一般具有以下特點： 通用性廣。由于商業(yè)軟件面向的用戶對象廣泛，處理的實際問題多種多樣，因此其覆蓋的應用范

46、圍要盡可能廣。計算穩(wěn)定性好。多數軟件經過不同研究領域內的算例測試，對不同類型的問題具有較好的適應能力。使用方便，商業(yè)軟件都提供了比較友好的用戶界面，方便用戶的使用。一般商業(yè)軟件也存在一些明顯的不足，例如：算法相對陳舊，不能緊跟CFD研究領域內的最新成果；與不同行業(yè)內的實際要求存在一定的距離，難以將各研究單位已有的研究成果結合到商業(yè)軟件中。這在一定程度上限制了商業(yè)軟件在工程實際中的應用。本文運用Fluent軟件對離心是分離器的內流場進行分析計算，Fluent公司是享譽世界的最大計算流體力學（CFD）軟件供應商，Fluent軟件能夠精確地模擬無粘流、層流、湍流、化學反應、多相流等復雜的餓流動現象。

47、應用領域包括：航空航天、汽車設計、生物醫(yī)藥、化學處理、石油天然氣，發(fā)電系統(tǒng)、電子半導體、蝸輪設計、HVAC、玻璃加工等。FLUENT具有精度高，收斂快，穩(wěn)定性好等特點，同時可通過添加擁護自定義的函數（UDF）解決實際具體問題。Gambit是前置處理器，能針對極其復雜的幾何外行生成三維四面體，六面體的非結構化網絡及混合網絡。該模塊還具有方便的網絡檢查功能，對網絡單元體積、扭曲率、長細比等影響收斂和穩(wěn)定的參數進行統(tǒng)計并生成報告。8.1.1 控制方程對于所有的流動問題，FLUENT需要求解質量和動量守恒方程。對于熱傳導或可壓縮流動，需要解能量守恒的附加方程。對于包括組分混合和反應的流動，需要解組分守

48、恒方程或者使用PDF模型來解混合分數的守恒方程。當流動是湍流是，還要解附加的輸運方程。FLUENT可以在慣性坐標系（無加速坐標系）和具有加速度的參考坐標系（旋轉坐標系）中建立流動模型。在旋轉坐標系中，通過建立一個與旋轉設備一起運動的相對坐標系來建摸，近似認為流體旋轉角速度為常數，旋轉邊界相對與參考系靜止。在旋轉坐標系中，絕對速度v或相對速度v的關系如下： （80）其中 角速度向量（即旋轉坐標系的角速度）； 旋轉坐標系中的位置向量 旋轉坐標系中的質量守恒方程（連續(xù)性方程）： （81）其中源項上假如到連續(xù)性相的第二相質量（比方說由于液滴的蒸發(fā)，質量發(fā)生變化），源項也可以是自定義源項。慣性坐標系中的

49、動量方程： （82）其中p是靜壓，是應力張量，和分別是中立體積力和外部體積力（如離散相相互作用的產生的升力）。包含了其它的模型相關源項，如多孔介質和自定義源項。應力張量 （83） 其中：分子粘性； I單位張量。旋轉坐標系中的動量方程為： （84）由于在FLUENT中忽略了 項，因此不能用動量方程的相對速度表達式準確的計算隨時間變化的角速度。湍流是由大小不同尺度的旋渦組成，對時間和空間都是非線性的隨機運動。它最本質的特征是“湍動”，既隨機的脈動。湍流流場是無數不同尺寸渦旋相互摻混的流動場。湍流的出現影響著整個流場的速度、壓力、溫度和物質濃度的分布。目前，關于紊流的數值計算可分為細觀模擬和統(tǒng)觀模擬

50、。完全模擬、大渦流模擬屬于細觀模擬。完全模擬（Direct Numberical Simulation DNS）在湍流尺度的網格尺寸內求解N S方程而不使用任何湍流模型。該方法必須采用很少的時間和空間步長。如文獻估算，長。如文獻估算，對一個渦旋進行數值計算，至少要設置十個節(jié)點，這樣對于一個小尺寸范圍內的紊流運動要在1cm 的流場中布置10個節(jié)點。顯然，完全模擬在短期尚無法用于求解實際工程中的復雜湍流問題。大渦流模擬（Large Eddy Simulation LES）是在大渦尺度的網格尺寸內求結NS方程，由于計算量仍很大，只能模擬一些簡單流動，如彎道等，目前也不能直接用于工程。而基于求解雷諾時

51、均方程的模擬，即統(tǒng)觀模擬，利用某些假設將雷諾時均方程中高階未知關聯項或者時均量來表達，從而使雷諾時均方程封閉。因此統(tǒng)觀模擬當前成為解決工程實際問題的有效手段。所謂湍流模型理論就是以雷諾平均運動方程為基礎，依靠理論與經驗引進一些模擬假設，建立一組描述湍流平均值的封閉方程組的計算方法。該模型的平均行為，應與實際的湍流統(tǒng)計平均行為基本一致。 1925年Prandtl提出的動量傳遞理論以及后來提出的自由剪切層模型、泰勒的渦量傳遞理論的馮-卡門的相似性理論等一系列半經驗理論，其基本思想都是建立關于雷諾應力的模型假設，使雷諾平均運動方程得以封閉。由于只考慮了一階湍流統(tǒng)計量的動力學微分方程，即平均運動方程，

52、僅引人附加的代數關系而沒有引進任何高階統(tǒng)計量的微分方程，因此屬于零方程模型。這種模型對運動的預測性很差，不適用于有回流的復雜運動。Kolmogorov和Prandtl提出的單方程模型雖較半經驗理論有所改進，且Cd和Cu值也較容易確定，但L值的確定并不比混合長度的確定容易。因而單方程模型同樣只適用于簡單流動，不適用于帶回流的復雜流動。在所有的雙方程模型中，K-雙方程模型的應用最為普遍，先后由周培源（1945）、Harlow-Nakayama(1968) 、Jones-Launder(1972)提出。在進一步簡化的模型中，人們放棄給雷諾應力建立方程的想法，將它們直接用推廣的Bossinesq渦粘性

53、模式來表示。大量的預報及實驗結果對照表明，K-模型可以成功或基本成功用于以下幾種情形：無浮力平面射流、平壁邊界層、管流、通道流或噴管內流動、無旋渦及弱旋的二維和三維流動。由于它采用了同向性湍流疏運的假設，故它不適應具有非同向性湍流輸運的強旋流。在離心分離器內流場中，因切速度遠遠大于徑向和軸向分量，因而，通常采用雷諾應力模型（RSM）、代數應力模型（ASM）或RNG模型來代替K-模型。雷諾應力模型RSM對雷諾應力及通量項采用微分方程直接求解，具有很大通用性，這一模型的優(yōu)點在于可準確地考慮各向異性效應。代數應力模型（ASM）是雷諾應力模型在一定條件下的簡化表達式，表達式形式隨簡化條件而異，由應力代

54、數表達式加上及方程構成，因此又稱為擴展的K-模型或者2個半方程模型。應用該模型可避開求解雷諾應力方程所面臨的十分復雜的計算工作，又較好地預報了流動的各向異性的特點。RNG K-模型是一種修正的K-模型，在文獻3334中有較詳細的討論。它從原始的基本方程推導而來，其中使用了所謂的“Kolmogorov”數學技巧。Kolmogorov定律：E（k）=k 。RNG模型是一個更一般，更基本的模型，尤其對強旋流流場及高曲率流線的離心分離器有著很好的改進效果。在FLUENT中有多種湍流模型可選擇，包括常用的Spalart-Allmaras單方程模型、標準K-模型、和K-o模型、雷諾應力模型以及大旋渦模型。

55、選擇合適的湍流模型是數值計算中及其重要的環(huán)節(jié)，不同湍流模型的使用會產生不同的流場細節(jié)。本文應用RNGK-模型預測離心式分離器的內流場。多相流的數值計算方法有兩種：歐拉拉格朗日（Euler-Lagrange）方法和歐拉歐拉（Euler- Euler）方法。 在Fluentzhong中的拉格朗日離散項模型遵循歐拉拉格朗日方法。流體相為連續(xù)相，直接求解時均N-S方程，而離散相通過計算流場中大量的粒子，氣泡或是液滴的運動得到。離散相和流體相之間有動量、質量和能量的交換。該模型假設離散相（第二相）的體積比率很低。粒子或液滴運行軌跡的計算是獨立的，被安排在流相計算的指定間隙完成。這樣處理能較好的符合噴霧干

56、燥，煤和液體燃料燃燒，以及一些粒子負載的流動情況，但是不適合用于液-液混合物，流化床和其它第二相體積率不容忽略的情形。歐拉模型在歐拉歐拉方法中，不同的相被處理成互相貫穿的連續(xù)介質。由于一種相所占的體積不能被其他相占有，故引入相體積分數（phasic volume fraction）。體積分數是時間和空間的連續(xù)函數，各相的體積分數之和等于1。從各相的守恒方程可以推導出一組方程，這些方程對于所有的相都具有類似的形式。從實驗得到的數據可以建立一些特定的關系，從而使上述方程封閉，另外，對于小顆粒流（granular flows），可以通過應用分子運動論的理論使方程封閉。在FLUENT中，有三種歐拉歐拉

57、多相流模型：流體體積模型（VOF），混合（Mixture）模型以及歐拉（Euler）模型?；旌夏Ｐ秃蜌W拉模型主要用于模擬相間的混合和分離。（1）流體體積模型（VOF） VOF模型通過求解單獨的動量方程和處理穿過區(qū)域的每一相的體積分數來模擬兩種或三種不能混合的流體。典型的應用包括預測流體中大氣泡的運動和氣液界面的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)變化。（2）混合模型（Mixture） 混合模型求解混合物的動量方程，并通過相對速度描述離散相。混合模型是歐拉模型在幾種情況下的很好替代。當顆粒相廣泛分布或界面規(guī)律未知時，完善的多相流模型是不切實際的。在這種情況下，混合模型能取得較好的結果。 混合模型的應用包括低負載的粒子負載

58、流，氣泡流，沉降，以及旋風分離等多相流?；旌夏Ｐ鸵部捎糜跊]有相對速度的均勻多相流。（3）歐拉模型（Eulerian） 歐拉模型是Fluent中最復雜的多相流模型。它建立含有n個動量方程和連續(xù)方程的方程組來求解各相。壓力項和各界面交換系數耦合在一起，耦合方式依賴于所含相的情況。顆粒流（液固）與非顆粒流（液液）的處理是不同的。對于顆粒流，可應用分子運動理論求得流動特性。不同相之間的動量交換也依賴于混合物的類別。該模型的應用包括氣泡柱，上浮，顆粒懸浮，以及流化床。 解決多相流問題，先選擇最能符合實際的流體模式。然后根據不同的模式，選擇恰當的多相流模型。如在氣液或液液多相流中，大致有泡狀流，彈狀流，斷

59、塞流及自由液面流四種模式。對于離心分離器，主要是分離在來連續(xù)液相中分散的小氣泡（含氣率為10%左右），氣泡的運動一般認為是泡狀流，可選用混合模型或歐拉模型。以下為混合模型和歐拉模型的求解策略。 啟動混合模型求解，采用0.2或更小的滑流速度欠松弛因子開始計算。如果解顯示出好的收斂趨勢，可逐漸增加欠松弛因子。初始計算是可以不求解題解分數和滑流速度方程，當計算收斂后，在求解這些方程。 啟動歐拉模型求解，為了提高收斂性，在求解多相流模型前可以先獲得初始解再繼續(xù)計算。初始解可通過混合模型得到。由于歐拉模型對內存及收斂要求較高，在下面的數值計算中，多相流模型選用混合模型。8.1.4 數值計算方法目前關于數

60、值計算的方法有：有限差分法、有限元法、邊界元法等。在CFD中，有限差分法占主導地位，且最為成熟，目前已經發(fā)展了多種收斂性好、精度高的離散格式，較常用的有：Taylor（泰勒）展開法、有限容積法。與有限差分法相比，有限單元法在流體力學應用還遠遠不夠成熟，易出現數值溢出、數值發(fā)散等問題。Flent采用有限容積離散動量方程，速度和壓力耦合采用SIMPLE、SIMPLEC及PISO算法。對流項差分格式納入了一階迎風、中心差分及QUICK等格式。在多種情況下，中心格式的計算穩(wěn)定性好于迎風格式。代數方程可以采用多重網格及最小殘差法。對于旋轉坐標系中的流動問題，求解過程經常變得不穩(wěn)定。這是因為當旋轉項的影響