高效立式多相分离器结构设计

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1、高效立式多相分离器的结构设计摘要离心分离器是一种结构紧凑、效率较高的油水分离器，广泛应用于石化、环保等领域。本文根据国内外已有资料，先介绍常规油气水三相分离器的工作原理及常用内构件，根据常规分离器设计确定立式三相分离器的基本外形尺寸，包括分离器的直径和高度，再利用离心分离原理和斯托克斯沉降公式，借鉴 TORESEP 的离心分离设计，确定分离器内部的离心分离部分结构尺寸，设计并选择与分离器相配套的附件，校核设计结构的强度，最后完成分离器及附件 CAD 图纸。关键词：常规三相分离器 旋流分离器 离心分离原理 结构设计 强度校核IIAbstractCentrifugal separator is a

2、 kind of oil&water separator with a compact structure and high separating efficiency. It is applied extensively to industrial fields such as petro-chemistry, and environment protection. According to the data and information from foreign country ,firstly introduce the operating principle and the comm

3、on inner component of the conventional separator. According to the conventional separator,design the contour dimension of the vertical separator including diameter and height .Then using centrifugal separation principle 、 Stokessettlement formula and take example by the centrifugal separation sectio

4、n of TORESEP todetermine the size of the aentrifugal separation part in the separator ,check the strength of the designed structure，finally finish the CDA drawing.Key words:Conventional three phase separator，cyclone separator，centrifugal separation principle ，structure designe，strength check目录IV第一章前

5、言11.1 选题目的及意义11.2 国内外的发展概况11.3 应解决的主要问题7第二章 涡流运动理论基础82.1 涡流运动82.1.1 旋转流基本方程82.1.2 自由涡运动92.1.3 强制涡运动102.1.4 组合涡运动102.2 离心沉降分离11第三章 高效立式三相分离器的结构设计及附件选型123.1 重力分离设计123.1.1 分离器直径的确定123.1.2 分离器圆筒部分长度计算163.2 离心分离部分设计163.2.1 离心分离部分外形设计163.2.2 离心分离部分厚度确定193.3 分离器壳体厚度设计193.3.1 圆筒厚度计算193.3.2 椭圆形封头计算203.3.3 锥壳

6、的计算203.4 分离器附件选型233.4.1 除雾器设计及选型233.4.2 接管尺寸选型253.4.3 法兰及垫片263.4.4 液位计273.4.5 压力表283.4.6 安全阀283.4.7 支座的设计28第四章 分离器及附件强度校核314.1 分离器强度校核314.1.1 筒体强度及稳定性校核314.1.2 分离器法兰的螺栓强度校核324.1.3 锥型壳小端螺柱校核334.1.4 支腿的强度校核334.2 开孔及开孔补强344.3 焊接结构设计394.3.1 容器接头型式394.3.2 焊接材料394.3.3 焊接方法选择394.3.4 焊接接头质量检查394.4 压力试验40第五章

7、 技术经济分析415.1 高效立式三相分离器的成本计算415.2 高效立式三相分离器的运营费用41第六章结论与展望426.1 结论426.2 进一步展望43参考文献44致谢46声明47高效立式三相分离器的结构设计第一章前言1.1 选题目的及意义多年来油田一直采用传统的大罐沉降热化学脱水工艺，沉降罐采用立式结构， 其构造简单，操作方便，油、水分离较彻底。随着油田开发难度的增加，采出液综合含水逐年上升，地面油气集输系统的输送液量增加，而产油量下降，生产能耗逐年大幅度上升。近些年虽应用了三相分离处理工艺，但原油中含水仍偏高，脱出的原油还得进行二次处理，分离出的污水中含油较高，污水在进入污水处理站之前

8、需再进行一次沉降除油处理，使原油在处理过程中工艺流程长，设备使用多，建设投资高，占用空间大，增加了原油的生产成本，不利于油田的降本增效和可持续发展， 特别是现在随着海洋油气田的快速发展，对各种设备在体积和效率的要求更高。本设计目的在于利用离心分离加快油水分离速度，提高分离效率，同时减小分离器的体积以节省钢材，减少原油分离时加入的药剂量。分离器是油气水进行初次分离的重要设备，它的处理效果直接影响后续的处理工艺及指标的完成。随着综合含水的大幅上升，为简化流程，三相分离器的应用越来越广泛。而对于高含水油和有很多杂质的原油传统的卧式三相分离器分离效果又不理想，因此需要对传统的三相分离器进行优化或者发挥

9、原来立式两相分离器的优点对分离器内部进行改造123。本次设计的高效型紧凑立式三相分离器是将机械和化学等各种油气水分离工艺技术融合应用在一个容器，通过精选和合理布设分离器内部分离元件，达到油气水高效分离的目的。其优点是成套组装，极大地减少现场安装的工作量和所需的安装空间，具有较大的机动性以适应油田生产情况变化的需要，使流程简化，方便操作管理，这些对海上油田显得尤为重要4。1.2 国内外的发展概况1.2.1 卧式三相分离器的改造在国内最常见的就是卧式三相分离器，常规的卧式三相分离器就是利用油气水的密度差进行重力沉降并装设出口破涡器、捕雾器、堰板和加热盘管等内部附件,1高效立式多相分离器的结构设计就

10、可有效地实现油水、气液的分离。这要求分离器要有足够大的空间来进行沉降。因此要克服这些困难就要对分离器内部结构进行改造。下面以 HXS 型三相分离器来说明卧式三相分离器改进方法。其主要工作原理是油气水混合物由入口进入一级捕雾器，首先将大部分的气体分离出来通过气体导管进入二级捕雾器，同时对油水进行预分离，预分离后的液体则通过落液管流入液体流型自动调整装置，对流型进行整理，在流型整理的过程中， 作为分散相的油滴在此进行破乳、聚结，而后随油水混合物进入分离流场，在分离流场中设置有稳流和聚结装置，实现油水的高效聚结分离，分离后的原油通过隔板流入油腔，而分离后的污水，则经过污水抑制装置重新分离，含油量进一

11、步降低， 通过导管进入水腔从而完成油水分离过程。这种高效三相分离器具有结构紧凑、处理能力大、综合功能强、分离效果好、自动化程度高的特点。如图 1-1 所示：图 1-1HXS 型高效油气水三相分离器结构图这套装置的技术特点：（1） 来液旋流预分离技术，对油、气、液初步分离。在三相分离器的入口设45置一级捕雾器，采用旋流预分离技术，在离心力的作用下，大多数气体趋向捕雾器中心，并在升力的作用下进入气体管道排走，进入设备沉降室的气体不到全部气量的 10%，从而使容器内气体分离容积大大减少，显著提高了设备的液相处理能力， 且能保持气液界面相对稳定。（2） 入口导液管与液体流型自动调整装置相结合的入口结构

12、。降低油水乳状液界面膜强度，并根据来液的大小自动调整流体的流型，给油水两相创造了良好的分离和流场环境。（3） 强化聚结填料装置。不仅可以稳定流体的流动状态，而且具有优良的同相聚结作用，从而增加了油、水两相液滴碰撞聚结机率，提高了分离效率。（4） 污水抑制装置。将分离后的含油污水进行二次处理、聚结，提高了分离后的污水质量。（5） 变油水界面控制为自动油水界面控制，实现油水界面的平衡控制。传统的油水界面控制为人工液面控制，检测能力差，反馈周期时间长。自动界面控制技术，使油水界面自动稳定在一个固定位置，达到油水界面平衡控制的目的，其控制方式简单、可靠57。现在国内有很多此类高效卧式三相分离器，高效三

13、相分离器适用于注聚采出液 的三相分离,对重质稠油、高稠高含水采出液的处理效果良好,有效降低了原油含水, 减轻下游沉降罐和加热炉的负荷,可保证原油含水和污水水质达标,达到了节能降耗、提高管理水平的目的。但是还没有克服卧式三相分离器的种种缺点，而国外已经设 计出比较先进的立式三相分离器既有立式分离器的优点又避免了卧式分离器的缺 点，我们也需要解决这样的问题8。1.2.2 立式分离器传统立式三相分离器工作流程为混合物经进口分流器分出大部分气体后，液体经导管输至油水界面下方的分流器流出，分流器使油水混合物在容器的整个横截面上流速均匀。油在向上流动的过程中，释放出束缚在水中的油滴，从而使油水得以分离。原

14、油上方的气体有气体平衡装置管流至气室，与入口分流器分出的气体汇合， 经除雾器流出分离器。从以上流程可以看出在入口处仅靠进口分离器这一个步骤来进行气液分离，其效果很难达到工作需求，其次油水分离界面很小不利于油水分离。因此与卧式三相分离器相比，立式三相分离器的分离效果相对欠佳；但是立式分离器有自己的优点9。由表 1-1 可以看出立式三相分离器在操作的灵活性、处理外来物能力和横向下等方面比卧式三相分离器有优势，而在分离效果、分离后流体稳定性等方面性能较差。这是传统立式三相分离器不能克服的缺点。表 1-1 分离器优缺点比较比较内容卧式传统立式分离效率较好较差分离后流体稳定性较好较差变化条件的适应性较好

15、较差操作的灵活性较差较好处理能力（ 直径相同）较好较差处理外来物能力较差较好处理起泡原油能力较好较差安装所需空间较好较差横向下较差较好立式分离器通常用于中等或较低油气比的场合, 与卧式分离器相比, 具有承受较大的液体波动能力, 对液面控制要求不是十分严格的优点。立式分离器的结构一般由进口处的初分离区以及内部分离元件组成, 初分离区有各种不同的结构,如在进料口增设折流箱、进料口采用切向进入等。一般来说进料口切向进入这种形式多用于中、低压力的分离器, 折流箱的方式应用比较广泛, 这种装置把入口气流分为相反的两路或只分为一路, 并使之冲击在分离器壁上, 流体被分布成一个薄膜, 同时贴容器壁成环型螺旋

16、路径运动。这种运动使流体动量降低, 从而允许气体较容易地从油膜中逸出。油井气液流经过初分离后, 气体与液体基本上已经分离,液体向下流入分离器底部集液区, 气体则经过分离器的分离元件进行进一步分离, 最后经过捕雾网进行液珠沉降。但要提高立式分离器的分离效率就需要对其内部结构进行改造10。立式三相分离器的改造可以分为两个部分：气液分离优化和油水分离优化。（1） 气液分离优化其中一种气液分离器是管柱式气液旋流分离器。与传统的分离器相比，气液旋流分离器具有简单、紧凑、轻便、价格便宜、不需要维护、易于安装和操作等优点。因此这种分离器在与传统分离比较时，由于它易于操作，经济而大受欢迎。近年来开发新型的气液

17、旋流分离器也成为趋势。图 1-2 表示了气液旋流分离器的基本结构。它是侧面有切向入口的垂直安装的圆柱管，在圆柱管的顶部和底部都有出口。没有移动部件和内部装置。由于液体从切向入口流入而形成涡流产生离心力。两相来液由于离心力和重力而分离。液体呈辐射状流向容器壁并且在底部聚集。图 1-2 圆柱形气液旋流分离器结构图圆柱形气液旋流分离器已经在两相分离领域取得成功应用。这种理念在石油工业领域引起了较大冲击。但是，在气液旋流分离器的设计中缺乏对复杂多相离心流的了解和研究。工业中油气水三相流系统更加复杂。我们希望可以借此设计出油气水三相紧凑分离器并对油气水三相流型进行详细描述11。（2） 油水分离优化目前国

18、内的立式三相分离器还只是利用重力沉降和在入口处增加折流板来提高分离能力，由于油和水的密度差很低仅仅依靠重力沉降来使油水分离方法的成效很不明显。而国外已经研制出比较先进的改进方案例如：2002 年美国人 David John Parkinson 的专利不同密度不相溶液体的分离设备与方法，其中设计的立式三相分离器就克服了分离效率低、处理能力差和所需空间大的问题。下面介绍这种分离器的结构，如图 1-3：图 1-3 离心立式三相分离器混合液经过进口 2 进入环形腔体 3 在通过切向入口 4 进入第二个环形腔体 5，在腔体 5 中由于混合液从切线入口 4 处进入而引起了液体漩涡，然后液体进入压力容器 1

19、 内。此处的 6A 或 6B 既可以防止它们周围的水进入旋流中心，对其周围的水流起稳定作用，又可以引导压力容器中分离出的油进入排出导管。6A 或 6B 内部的原油连续相通过导管 8 流至出口 9，10 为侧面水出口。其内部各相流体的流动如图 1-4 所示：图 1-4 离心立式三相分离器原理图分离器中的气体从出口 11 排出，12 为压力控制器，13 为油水界面控制器，14 为液面控制器。处理液以很高的压力从入口 2 进入 4 形成漩涡，漩涡从导管 7 旋处形成旋流15，这增加了油和水的聚结概率，并且在水层上面形成了油层，与此同时漩涡中心处的油通过导管 8 排出。而水由于重力较大而分离到容器的下

20、部，水的连续相由出口 10 排出。与此同时，从油水混合物中析出的气体从容器上部的气体排出口 11 排出。这套装置主要利用了油比水轻，在混合液形成旋涡时，油由于离心作用远离旋转中心，这种离心力远比重力沉降的效果好，从而缩短了分离时间，提高了分离效率12。1.2.3 存在的问题通过剖析现有分离设备和工艺技术，认为影响油气水分离效果的主要因素有以下几方面:（1） 分离设备普遍存在着内部构件针对性不强、功能不全、设备处理量小、运行效率低、原油脱气脱水工艺流程复杂等问题。（2） 原油脱水效果差，且不稳定。脱水一段时间后，含水仍偏高，脱出污水含油量高且不稳定。（3） 分离设备内部结构相近或雷同，功能单一，

21、适应范围窄，有效利用率不高。（4） 设计时注重影响分离设备脱水质量的宏观因素，忽视对设备内微观脱水规律的研究，缺乏解决存在问题的对策，是造成分离设备效率低的重要原因13。1.3 应解决的主要问题充分利用离心分离原理，对高效紧凑型立式多相分离器的主体结构尺寸及关键部件进行初步结构设计，并画出相应的 CAD 设计图纸。第二章 涡流运动理论基础2.1 涡流运动涡流亦即漩涡，它是自然界中流体运动的基本形式之一，水力旋流器的分离过程就是流体漩涡的产生、发展和消失的过程。根据流体在旋转运动时质点有无自转现象，将其分为自由涡运动和强制涡运动两大类。在自然界和工程技术中，还经常见到中心为强制涡而外围为自由涡的

22、组合涡运动与汇流组成的螺线涡运动等。流体在运动过程中形成漩涡的内在原因是粘性与压差。粘性使运动流体在相邻层间产生切应力（即内摩擦力），从而出现速度差，层流之间产生切应力力偶，促使其间流层质点的转动，形成漩涡。按照伯努利原理，流速大的区域压力小，而流速小的区域压力大，而在峰谷间产生压力差，形成压差力偶，促使其间流体质点的转动，诱发漩涡形成。2.1.1 旋转流基本方程如图所示，当流体围绕垂直轴线作旋转运动时，其半径 r 处取一宽度为 dr 和厚度 dz 的长方型流管，则同一水平面上的伯努利方程： （2-1）式中Hb总水头，m；P半径 r 处压力，MPa； 流体密度，Kg/m3； Ut流体切向速度，

23、m/s； g重力加速度,m/s2。将方程（2-1）对半径 r 微分则得： （2-2）从（2-2）方程可以看出，在旋转运动的流体中，沿径向总水头的变化率与径向的压力和速度有直接的关系。就微元体积 drdzds 流体而言，当作用于该体积上的压力和离心力相平衡时，沿径向的外力之和为零： （2-3）上式两端各除以 drdsdz，则得： （2-4）将（2-4）式代入（2-2）式得: （2-5）方程（2-5）是旋转运动流体的微分方程，也是旋转运动流体的基本方程，在不同的条件下，可以导得不同旋转运动流体的基本规律速度和压力沿径向分布规律。2.1.2 自由涡运动 （2-6）自由涡运动的主要特点是角速度矢量等于

24、零，即流体质点在全部运动过程中， 只有围绕主轴的公转，而无围绕自身瞬时轴线的自转。自由涡是势涡，是没有外部能量补充的圆周运动，即 dHb=0。根据方程（2-5）有：上式可化为： （2-7）很明显， 0，那么只有: （2-8）积分（2-8）式得： （常数）（2-9） （2-10）方程（2-10）说明，流体呈自由涡运动时，其质点的切线速度与其旋转半径呈反比，或切线速度与其旋转半径呈双曲线规律变化。自由涡运动过程中的压力分布可由方程（2-4）积分求得： （2-11）当 r=时，则 Ut=0，其压力应为无穷远处的压力，用 P表示，则其积分常数 C =P。再将 C 代入上式则得自由涡运动流体沿径向的压力

25、分布： （2-12）从上面自由涡运动速度分布和压力分布可以看出，自由涡运动流体的自由面从两维看是双曲线，从三维看是以该双曲线旋转所形成的双曲面。2.1.3 强制涡运动强制涡运动的特征是角速度矢量不等于零。流体质点在运动过程中，不但有围绕主轴的公转，还有围绕自身瞬时轴线的自转。强制涡是在外力的连续作用下形成和发展的流体旋转运动。理想流体作强制涡运动时，同刚体的运动很相似，即流体质点的切线速度与其旋转半径呈正比： （2-13）又因是等角速度运动，则方程（2-13）亦可写成： （2-14）式中Uct强制涡任一旋转半径的切线速度； rc强制涡任一旋转半径。 （2-15）将上面的方程代入方程（2-4）并

26、经过有关积分，可得到强制涡运动流体沿径向的压力分布： （2-16）当 rc=0（涡核）时，则 =0，其压力应为涡核处压力，用 Pco 表示，则其积分常数 C=Pco，将其代入上式得：综上所述，从强制涡运动流体的速度和压力沿径向分布的基本规律，可以看出强制涡运动的自由表面是一个旋转抛物面。2.1.4 组合涡运动组合涡是由强制涡和自由涡合成的复合运动，它具有两种涡型的特性。流体呈组合涡运动时，其质点的切线速度随旋转半径的不同而不同。自周边到涡核的切线速度分布:由同旋转半径成反比的自由涡域过渡到同旋转半径成的强制涡域，在自由涡与强制涡两种涡型交界处出现最大值。从平面看，最大切线速度的轨迹是组合涡运动

27、的同心圆，其半径为 rm。当 rrm 时，属自由涡，遵从自由涡运动规律；当 rrm 时，属强制涡，遵从强制涡运动规律。组合涡运动流体的涡域、速度分布和压力分布的基本规律见图 2-1图 2-1 组合涡的涡域、速度以及压力分布图从图中可以看出在自由涡域，随着旋转半径的减小，流体质点的切线速度急剧增加，压力急剧下降，当达到自由涡与强制涡交界面时，切线速度达到最大值，而压力出现最小值14。2.2 离心沉降分离传统重力沉降油水分离器中一直用到斯托克斯沉降方程： （2-17）式中Vt水在油中沉降速度； g重力加速度； w水的密度； o油的密度； 油的粘度。如果将 g 增大到原来的 20 倍，那么油水的分离

28、时间大大缩短，并且可以减小分离器的尺寸。离心分离就是利用增大 g-force 来提高分离效率，实现高效分离。第三章 高效立式三相分离器的结构设计及附件选型3.1 重力分离设计重力分离腔应同时满足从气体中分出油滴和从原油中分出气泡的要求，根据已知的油、气、水分离流量范围，选择流量下限确定已知条件。根据各国的实践经验， 天然气中携带的油滴直径绝大多数在 10270 m 之间，其中 100150 m 直径的油滴所占比例最多，在重力沉降部分若能分出直径大于 100 m 的油滴，而更小的油滴由捕雾器捕捉，即可满足要求，因此通常计算直径 d=100 m 油滴的沉降速度 0 作为分离器参数设计依据 15。设

29、计参数为：分离器处理液量 Ql=400m3/d，设计压力 P=0.8MPa，操作温度为T=50oC，原油密度为 0.810.92，原油含水率为 30%90%，天然气密度（Kg/m3） 为 0.84-0.99；原油粘度（mPas ）40oC 为 5.4-30；凝固点（oC）为 35；平均气油比（m3/t）为 4；达到气体带液率指示的分离液滴直径 dl=100 m，达到液体带气率指标的分离气泡直径 dg10-3m，油中沉降水滴直径为 dw=500 m。根据中国地震烈度区划图（1990 年），该地区地震基本强度 7 级（烈度）。该区按 7 度地震设防。3.1.1 分离器直径的确定 (3-1) (3-

30、2)设含水率为 90%时Mo=Qo o=40m3/d900kg/m 3=36t/d（3-3）因为要处理的液体为高含水油故可设原油 20oC 时的密度为 900kg/m3， Qo油的流量；Qw水的流量； Mo油的质量流量。取天然气标准状态下的密度为s=0.88kg/m3天然气相对密度：g=0.88/1.293=0.6806 计算天然气的临界参数：临界压力：Pc=（55.3-10.4g0.5）10 5=（55.3-10.40.6806 0.5）10 5=4.67MPa（3-4）Tc=12+238g0.5=208.345K（3-5）Pr=P/Pc=0.8/4.67=0.171（3-6）Tr=T/Tc

31、=(273.15+50)/208.345=1.55（3-7）临界温度： 对比压力： 对比温度：计算压缩因子：Z=1+(0.34Tr-0.6)Pr=1+(0.341.55 -0.6) 0.171=0.988（3-8）计算操作温度下原油密度： ot= o20-（t-20）（3-9）=1.825-0.001315 o20（3-10）将 t=50oC 和 o20=900kg/m3 代入式（3-9）、（3-10）得 50oC 时的原油密度为 o50=880.9 kg/m3。同理得出在 40oC 时的密度为 o40=887.17kg/m3，假设水的密度不变一直为 1000kg/m3，则 l 50= w 5

32、090%+ o5010%=988.07 kg/m 3（3-11） l 40= w 4090%+ o4010%=988.7 kg/m 3（3-12） （ ） （3-13）已知 40oC 下原油的粘度为 o40=2010 -3Pas ，根据粘温关系式可得出 50oC 下原油的粘度：其中 u 为粘温指数取值范围 0.01 0.03,在这里取 u=0.02，由式（3-13）得出 o50=16.2510 -3Pas 。气体粘度计算在操作压力 0.8MPa 下的气体密度: （3-14）上 式 中Ts=373.15K,Ps=0.101325MPa,P=0.8MPa,T=323.15K从 而 得 出 g=5.

33、94kg/m3。分离条件下气体粘度按下式计算高效立式多相分离器的结构设计 = （3-15） （3-16） （3-17） g=cexpx( g/1000)y=0.01187exp6.05(5.94/1000) 1.352=1.1710 -5Pas（3-18）阿基米德准数d3 g10 4 3 880 7 5 94 9 8 5 94 rogg 25 2g1 17 10 372（3-19） e 0 153 r0 714 0 153 3720 714 10 47（3-20） g e1 17 10 5 10 47 o d10 4 5 940 206m g（3-21） g 0 7 o 0 144m （3-2

34、2）雷诺数计算：由给定条件可知油滴沉降流态处于过渡区时，雷诺数为油滴沉降速度按下式计算计算能满足气体处理量限制的最小直径 D1： g P 12 1 474 10 5 g P （3-23）其中 g 20 144 1 5 4320m3 d（3-24）代入各项数值得 14320 101 325 10 3 323 15 0 988 1 5 1 474 10 5 0 144 0 8 273 15 0 313m（3-25）计算能使水滴沉降下来的最小直径 D2高效立式多相分离器的结构设计原油的相对密度为 o=0.88，水的相对密度为 w=1.07则油水相对密度差值为：w-o=1.07-0.88=0.19 2

35、 2 72 104o o22d （ o）（3-26）40 16 25 10 3 2 2 72 1040 61m5002 0 19（3-27）综上 D=D1、D2max=0.61m用同样的方法算出当含水率为 30%时 D=1.836m液体停留时间的限制由于要设计的分离器为高效分离器，可选其停留时间 tr=1.5min16。D=0.61m 时ho 8 846 10 4 ro 2o 8 846 10 4 1 5 40 0 61 2 0 1426（3-28）h 8 846 10 4 r 2 8 846 10 4 1 5 360 0 61 2=1.28（3-29）ho+hw=1.28+0.1426=1.

36、42m（3-30）当 D=1.8m 时ho 8 846 10 4 or 2o 8 846 10 4 1 5 360 1 8 2 0 1474（3-31）h 8 846 10 4 r 2 8 846 10 4 1 5 40 1 8 2 0 016（3-32）ho+hw=0.1474+0.016=0. 1634m（3-33）计算直径 D 与(ho+hw)的组配计算直径大于 Dmin 时直径 D 与(ho+hw)的组配9，并将组配结果列于下表。表 3-1 立式三相分离器的直径与液层厚度组配表直径 D(m)ho+hw (m)圆筒长 ls(m)长细比 ls/D0.80.8292.6293.281.00.

37、530762.532.531.20.3692.5692.141.40.2702.671.91.60.2072.8071.751.80.1642.961.6473.1.2 分离器圆筒部分长度计算ls=ho+hw+D+1.0（3-34）计算长径比普遍取值范围在 1.53.0 之间，结果见表 3-1从上表中选择合理的尺寸。此处可取 D=1.0m,ls=3m，油水的分离器下部锥体一般采用半锥角 30o16。3.2 离心分离部分设计3.2.1 离心分离部分外形设计借鉴 TORESEP(如图 3-6 所示)图 3-6 TORESEP 产生的涡流TORESEP 就是利用了自由涡与强制涡的组合涡。当油和水在做

38、旋流运动时， 产生 2050g 的离心加速度，油和水之间有密度差，使油中的水实现离心沉降。水在离心力的作用下向周围运动，而油则相对集中在漩涡中心处。在漩涡中心处为强制涡流，而强制涡流的自由液面为开口向上的抛物线，在中心处压力很低，因此分离出的油和一部分气体从中部通过导管流出17。其下部产生螺线涡流的部件如图 3-7 所示图 3-7 TORE几何形状由 g-force 与角速度的关系可以算出其当量直径 dm，即 dm=73mm，但是其处理液量为 159m3/d，而要设计的分离器处理液量为 400m3/d，可初步选取 d2=90mm， 因为要求分离器中 g-force 为 20g50g 之间，因此

39、可以算出其内部的角速度范围如下式所示： 2r2=20g50g（3-35）得出 取值范围为 66 rad/s 104.34rad/s d1=1.41.5d2，由此得 d1=135mmSN=dmd 2/(4A)=3.140.0730.09/(4A)=5.7 52818（3-36）A切向入口总面积，也是入口接管的横截面积。由上式得出 A （ 入口横截面积） 的取值范围为 0.0001840.00103m2, 取A=0.0009m2。那么入口直径为4 入 口 （3-37）得出 D 入口=33.8mm 查标准 JB/T81994 得出 D 入口=32mm。则 A=803.84mm2， SN=6.4。入口

40、速度可以看作是进入 d1 中的切向速度 Ut1Ut1=Ql/A=0.00463/0.00080384=5.76(m/s)（3-38） = Ut1/r1=5.76/0.0675=85.33(rad/s)（3-39） 2r2=85.3320.045=33.43g （20g50g）（3-40）Ut2= r2=85.330.045=3.84m/s（3-41）U44 0 004631 053m 轴向 d2 2（0 092 0 052）2（3-42）在旋流器中的流动是强制涡流，因此其内部角速度 相同计算 d2 处的 g-force 为初步设定液体在进料管中旋转 48 圈，此过程中用的时间为： 4 d2 4

41、 0 09 0 294 U 23 84（3-43）则进料管圆柱部分的长度 l1= U 轴向=0.2941.053=0.309m同样的方法算出旋转 8 圈时的长度 l2=0.618m,故可取 l=600mm进料管圆柱部分长度为 600mm，处理液入口内径为 32mm，查管道标准知其外径为 38mm，考虑到要在旋流器圆柱部分开孔，初步定其高度为 100mm，锥体部分锥角为 20o，通行挡板与进料管用螺钉连接，初步选定挡板内径为油出口直径的 2 倍，即 D 挡板=180mm，高度为 100mm，与进料管重叠部分长度为 50mm，取挡板和进料管的厚度均为 6mm。3.2.2 离心分离部分厚度确定按美国

42、压力管道第 40 号标准，取其厚度为 6.0mm。3.3 分离器壳体厚度设计3.3.1 圆筒厚度计算 pc i0 8 10002 36mm 2 pc2 170 1 0 0 8（3-44）设计温度下圆筒的计算厚度按下式计算，筒体材料选用 16MnR 钢，在 50oC 下其许用应力t 为 170MPa，公式的适用范围为 Pc0.4 t。 计算厚度，mm； Pc 内 压 ，MPa； Di圆筒内径，mm；t16MnR 钢在 50oC 下许用应力；焊接接头系数，取 =1.0。设计厚度 d= +C2=2.36+4=6.36mm（3-45）C2腐蚀裕量。名义厚度 n 指设计厚度加上钢材厚度负偏差后向上圆整至

43、钢材标准规格的厚度。 n= d+C1=6.36+0.6=7.15mm（3-46）C1钢材厚度负偏差，钢板或钢管的厚度负偏差按钢材标准的规定。当钢材的厚度负偏差不大于 0.25mm，且不超过名义厚度的 6时，负偏差可忽略不计。按 GB709 取钢板负偏差：C1=0.6mm。经圆整考虑到筒体与封头最后一道环焊缝无法进行射线检验的因素，取名义厚度 n=8mm。检查： n=8mm，t 不变，故筒体名义厚度 n=8mm 合适， e= n（-=8（0.6+4）=3.4mm。3.3.2 椭圆形封头计算C1+C2） pc i2 0 5pc（3-47）设计温度下椭圆封头的计算厚度按下式计算，筒体材料选用 16M

44、nR 钢，公式的适用范围为 Pc0.6t。选用一个标准椭圆形封头，标准椭圆形封头采用长短轴比值为 2 的标准型，其有效厚度应不小于封头内直径的 0.15%，其他椭圆形封头的有效厚度应不小于0.30%。但当确定封头厚度时已考虑了内压下的弹性失稳问题，可不受限制。代入代入各数值得 =2.36mm设计厚度 d= +C2=2.36+4=6.36mm；按 GB709 取钢板负偏差：C1=0.6mm；经圆整，封头与筒体等厚，封头名义厚度 n=8mm；封头有效厚度 e= n-（C1+C2）=8-（0.6+4）=3.4mm 0.15Di=1.5mm，满足稳定要求。封头的名义厚度 n=8mm，曲高 h=250m

45、m，直边高 ho=80mm，椭球内表面积为 S2=0.5m2，容积为 V2=0.1308m3，质量 m2=31.4kg。3.3.3 锥壳的计算本分离器选用锥角为 60o 的无折边锥壳，如图 3-1 所示。图 3-1 无折边锥壳按受内压无折边锥壳厚度计算1） 锥壳大端厚度计算锥壳的计算厚度按式计算： pc c10 8 10001 c2 pco 2 170 1 0 0 8 co 30o c 2 73mm（3-48）pc0 0047 （3-49）为锥角的一半，30o。无折边锥壳大端与圆筒连接时，应按以下步骤确定连接处锥壳大端的厚度：a） 按图 3-2 确定是否需要在连接处进行加强；b） 无需加强时，

46、锥壳大端厚度按式（3-48）确定； pc ir2 pc（3-50）c） 需要增加厚度予以加强时，则应在锥壳与圆筒之间设置加强段，锥壳加强段与圆筒加强段应具有相同的厚度，按式（3-50）计算：式中：Q应力增值系数，由图3-3查取，Q=1.45； Di锥壳大端内直径。因为=30o，由图3-2得需要在连接处进行加强，按式(3-50)计算得 r=3.4mm2.94mm。锥壳加强段的长度L1和圆筒加强段的长度L应满足下面的条件：0 5 i r 1 2 co 88 6mm（3-51） 2 0 5 i r 82 5mm（3-52）最大角度图 3-2 确定锥壳大端连接处的加强图注：曲线系按最大应力强度（主要为

47、轴向弯曲应力）绘制，控制值为3t。图 3-3 锥壳大端连接处的 Q 值图注：曲线系按最大应力强度（主要为轴向弯曲应力）绘制，控制值为3t。2） 对于锥壳在此考虑只由一种厚度组成时，则应取上述各部分厚度中的最大值作为无折边锥壳的计算厚度，即 r=3.4mm，再用与求筒体厚度相同的方法最终 =8mm。3） 锥壳小端的设计锥壳小端要与离心分离部分的相连接， 采用螺柱连接。查接管法兰标准JB/T811994，参照通径与小锥内径相近或相同的法兰尺寸确定螺孔中心圆直径和螺孔内径分别为325mm和23mm，选用的螺柱为M24，共8个。此处是承受拉力最大的地方，可以取小端的厚度为50mm，外径为360mm。

48、32 2 h 0 172m312ii （3-53）综上所述，初步确定锥壳高度h =700mm，小端内径Dis=250mm，因此锥型壳的容积为：锥型壳体积为： h 2 2 2 2 0 00224m3312ii （3-54）3.4 分离器附件选型3.4.1 除雾器设计及选型由于大于 100 m 的液滴都通过重力沉降从气体中出去，除雾器的主要作用是除去大于 10 m 小于 100 m 的液滴。网垫除雾器由直径为 0.120.25mm 的不锈钢丝或镀锌钢丝叠成 75180mm 的网垫，100mm 厚的网垫大约有 50 层丝网。网垫的空隙率达 97%以上，比表面积（单位体积网垫的金属丝表面积）为 280

49、350m2/m3, 密度为 160200kg/m3。经验说明：金属丝网垫能脱除 99%10 m 以上的液滴。此处取网垫单丝直径为 Do=1.510 -4m，比表面积为 a=300m2/m39。4320 323 15 0 101325 0 988 g0 8273 15639 5m3 d （3-55）网垫除雾器面积和厚度计算 分离条件下气体的实际处理量网垫除雾器的气体流速 o g g g（3-56）K 为常数，通常取 K=0.107，将 o50=880.9 kg/m3 和 g=5.94kg/m3 代入上式得 g=1.29m/s g639 5 网 864000 005737m2 g86400 1 2

50、9（3-57）网垫厚度计算斯托克斯数d210 5 2 880 9 1 29S g3 597 18 o18 1 17 10 5 1 5 10 4 g（3-58）查图 3-9 得出捕集效率为 =79%图 3-9 圆丝和扁丝的捕集效率网垫厚度按下式计算 3 n 13 n 1 0 99 2 2 300 0 79 0 092m（3-59）上式中的 E 按图 3-10 取值图 3-10 网垫除雾器除雾效率网垫直径的计算 g639 9 网 垫 0 0188 0 0188 1 29 418 7mmg（3-60）除雾器容器直径D 容至少要比丝网直径大 100mm，可取容器直径为 1000mm。查标准丝网除雾器H

51、G/T21618-1998，容器直径为 1000mm，网垫直径为920mm，网垫厚度为 100mm。3.4.2 接管尺寸选型根据 HGT20570.81995气液分离器设计规定，气体出口接管直径必须不小于所连接管的管道直径，液体出口接管的设计应使液体流速小于等于 1m/s。处理液入口直径为 32mm； 水出口直径计算Qw/Aw1m/ , w(0.0004630.00417m3/s)（3-61）则水出口面积为 Aw （0.0004630.00417m2）2Aw= w /4（3-62）得出 Dw 的取值范围为 24mm72mm，查标准 HG20592-20635 取 Dw=50mm； 同理取 Do

52、=50mm，即图 8 中 d=50mm，根据 GB150-1998 选用接管为 57。查标准 JB4710-92 塔器直径在 6001200mm，气体出口直径为 80mm，接管为89。接管壁厚设计P 2 C（3-63）式中 设计壁厚，mm； P管道内压，MPa； D管道外直径，mm； 管材许用应力；MPa 焊缝系数，=1； C壁厚附加量，mm将 P=0.8MPa，=176MP ，C=4mm 以及各管径代入上式得：表 3-2接外管径设计壁厚实际厚度452.12.5mm572.12mm3.5mm892.2mm4.5mm3.4.3 法兰及垫片接管法兰选用凸面板式平焊钢制管法兰，法兰材料为 Q235-

53、A，接管法兰标准JB/T811994，查得：A 、公称通径 32mm ， 公称压力 PN1.0MPa 的凸板式平焊法兰， 法兰32-1.0JB/T81-1994；B 、公称通径 40mm ，公称压力 PN1.0MPa 的凸板式平焊法兰， 法兰40-1.0JB/T81-1994；C 、公称通径 50mm ，公称压力 PN1.0MPa 的凸板式平焊法兰， 法兰50-1.0JB/T81-1994；D 、公称通径 800mm， 公称压力 PN1.0MPa 的凸板式平焊法兰，法兰80-1.0JB/T81-1994；接管法兰垫片标准 HG20592-20635，选用耐油石棉橡胶垫片，垫片 RF32-1.0

54、， RF50-1.0。压力容器法兰选用 PN=1.0MPa 的甲型平焊法兰，标准 JB/T4700-2000，查得公称直径DN500mm，公称压力 1.0MPa 的甲型平焊法兰：法兰 500-1.0 JB/T4700-2000，垫片选用耐油石棉橡胶垫片，标准JB/T4704-2000，查得：垫片500-1.0 JB/T4700-2000。查得法兰基本尺寸如下表：表 3-3 法兰尺寸表mm通径外径螺栓孔中心圆直径螺孔直径数量螺纹密封面直径d密封面厚度f法兰厚度内径32140100144M6782163340150110184M16853184650165125184M16100318598020

55、0160184M16135321915006706202520M245854328343.4.4 液位计液位计位置的确定，按原油在分离器内的停留时间计算。1 2h12 d2 h2 43424 60（3-64）在所要求的原油停留时间内，进入分离器的原油量应和集液部分的体积相等， 即：式中：D分离器直径；d锥壳小端直径；h1油面到分离器锥壳大端距离； h2锥壳高度；t停留时间，min； 载荷波动系数，1.52。代入数值求得 h1=0.86m，故油面到油出口的距离为：H=h1+h2=0.86+0.75=1.61m（3-65）将 D=1m 代入式（3-28）计算得圆柱段油层厚度为 0.53m,故水面到油出口距离为 1.08m。根据油田油气集输设计技术手册选用浮球液位控制器 UQK-02 型浮球液位控制器，仪表位置为气液界面和油水界面处。3.4.5 压力表根据 GB/T12262001，选用径向直接安装压力表，压力表