超重螺道式分離器計算說明書

超重羅道式分離器摘要氣液水分離器是石油天然氣行業(yè)常用的設備,分離器的分離效果對于氣田處理工藝有著非常重要的影響,傳統(tǒng)的分離器分離原理單一,分離效果不很理想。低倍數(shù)超重力油氣水三相分離器，應用于油田高含水采出液的油氣水三相分離過程中。特征是在罐體的內部油氣預分離器的下部連接有低倍數(shù)超重力發(fā)生器，油氣預分離器分離后的液相通過分流闊進入低倍數(shù)超重力發(fā)生器中進行油水預分離，通過低倍數(shù)超重力分離后的液體通過高效油水聚集分離填料，在重力的作用下進一步分離。通過油水界面調節(jié)器控制油水的相對停留時間。效果是油田采出液首先通過了油氣預分離器和低倍數(shù)超重力發(fā)生器分離過程，縮短了罐體內重力三相分離時間，提高了分離效率。而對于氣體的分離，過去天然氣中水液（固）的分離國內外通常采用的分離設備有重力式分離器，旋風分離器，擴散式分離器等，根據(jù)實際情況，羅道分離器，完全適用天然氣的分離，具有高效和價廉的特點。而超重羅道式分離器結合了兩者的各自優(yōu)點，大大的提高了油氣水的分離效率關鍵詞油氣水三相液；超重力發(fā)生器；氣液分離；分離設備；羅道式分離器OVERWEIGHTLUOTAOSEPARATORABSTRACTLIQUIDVAPORSEPARATORISTHEPETROLANDNATURALGASINDUSTRYCOMMONLYUSEDEQUIPMENT,SEPARATORTHESEPARATIONEFFICIENCYOFTREATMENTTECHNOLOGYFORGASFIELDHASAVERYIMPORTANTINFLUENCE,THETRADITIONALSEPARATORSEPARATIONPRINCIPLEOFASINGLE,SEPARATIONEFFECTISNOTIDEALTHISPAPERDESIGNSTHESTRUCTUREOFTHESTRONGSUCTIONSEPARATOR,TESTRESULTS,ANDTHEAPPLICATIONSTRONGSUCTIONSEPARATORISSEPARATIONEQUIPMENTTHATADOPTINGTHENEWSEPARATIONPRINCIPLE,USINGASPIRALCHANNELS,MAKINGTHEGASFROMUPTODOWNFROMTHEFIRSTFORMORANORDERLYFORCEDVORTEXMOVEMENT,INCENTRIFUGALFUNCTION,ADSORPTIONEFFECT,COALESCENCEEFFECTANDGRAVITY,CONTENTIOUSLIQUIDEFFECTIVELYSEPARATEDINNATURALGASTRANSPORTATIONPROCESS,THEPURITYOFTHENATURALGASDEMANDISVERYHIGH,BUTTHEGENERALINNATURALGASCONDENSATELIQUIDS,ETCALLCONTAINVARIOUSIMPURITIES,INCLUDINGLIQUIDCONDENSATEFLUIDPRETREATEDOROFTENACCUMULATEINPIPELOWLYINGAREAS,REDUCETHEGASTRANSMISSIONPIPELINEABILITYTOINCREASEPOWERCONSUMPTIONANDSTRONGSUCTIONSEPARATORISAMOREEFFECTIVESEPARATIONOFTHEIMPURITIESINNATURALGASASEPARATOR,MAKETHESEPARATIONRESULTSCANACHIEVE99ABOVE,MAKENATURALGASTRANSPORTATIONANDOPERATIONMORESAFETYANDRELIABLE,ANDHASSETUPAFILEINTHEDOMESTICPROMOTEDUSEKEYWORDSGASWATERTHREEPHASEFLUIDHIGHGRAVITYGENERATORGASLIQUIDSEPARATORSEPARATIONEQUIPMENTLUOTAOSEPARATOR目錄1緒論111超重羅道式分離器研究的目的和背景112國內外研究狀況和相關領域中已有的研究成果113課題的意義214畢業(yè)設計（論文）構成及主要內容32結構及技術特點421結構422技術特點523分離器的工作過程73設備總體尺寸的確定831設計參數(shù)832結構計算8321儲罐筒體公稱直徑、長度的確定及封頭結構形式、尺寸的確定。8322筒體和封頭的厚度計算10323人孔的選擇11324接管和法蘭11325鞍座的選擇124分離器部分的設計計算1541壓縮因子的計算1542天然氣密度1743氣體流量1744粘度的求解1845液滴沉降速度的計算1946分離器尺寸計算215開孔和開孔補強2351范圍及一般要求23511等面積法適用范圍23512分析法適用范圍23513不另行補強的最大開孔直徑2352補強件材料2453殼體開孔補強2454人孔的補強26541開孔直徑26542開孔補強所需面積26543有效補強范圍26544有效補強面積2755進出口接管的補強28551開孔直徑28552開孔所需面積28553開孔補強所需面積28554有效補強范圍28555有效補強面積2956排液口和排污口的開孔補強30561開孔直徑30562開孔所需面積30563開孔補強所需面積30564有效補強范圍30565有效補強面積3157液位計和壓力表接管補強32571開孔直徑32572開孔所需面積32573開孔補強所需面積32574有效補強范圍32575補強面積3358分離器組件開孔的補強34581開孔直徑34582開孔所需面積34583開孔補強所需面積34584有效補強范圍34585補強面積356強度校核3761水壓試驗3762圓筒應力的計算和校核3763支座截面處的彎矩3864圓筒和封頭切應力校核4065支座截面處圓筒的周向應力4166鞍座應力計算與校核427接管法蘭校核4471法蘭參數(shù)確定4472螺栓載荷計算4473法蘭力矩計算4574法蘭應力計算和校核478結論49參考文獻50致謝511緒論11超重羅道式分離器研究的目的和背景油田到開發(fā)后期，采出液含水率不斷增加。采出液必須經過嚴格脫水后才能外輸，以減少輸送成本。根據(jù)采出液所含的成分不同，一般采用油氣水三相分離器或氣液固三相分離器。三相分離器的種類繁多，較為常見的分離設備有重力沉降式、篩網式、濾袋式等。使用篩網式、濾袋式分離器堵塞現(xiàn)象較為嚴重，需頻繁更換或清理篩網、濾袋；重力沉降式具有占地大、設備大的缺點，兩種或多種型式組合使用又會增加設備數(shù)量，從而增加投資。目前油田使用的油氣水三相分離設備，對于高含水油田的采出液脫水較困難、能耗高、運行成本高。難以適應高含水油田采出液脫水要求。本設計實用型的目的是提供一種低倍數(shù)超重力油氣水三相分離器，采用低倍數(shù)超重力油、水二相分離技術與油氣水三相重力分離技術相結合，設計臥式油氣水三相分離器。解決高含水油田采出液脫水難，脫水過程能耗高、運行成本高的技術難題，使采油密閉流程適應現(xiàn)階段油田開發(fā)的要求。低倍數(shù)超重力油氣水三相分離器，能完成深度乳化、高含水油田采出液脫水，實現(xiàn)油氣水三相分離。采用該技術預脫水后，水中含油低于500MG/L，油中含水低于29，相對于大罐沉降的開式流程，使投資降低50左右，熱能損耗降低2G左右，占地面積減小80左右?？s短液體在罐體內停留時間，該設備油水停留罐體內時間小于一般分離器的110，占地面積縮小到1/20，投資降低50左右，熱量損耗降低2G左右。滿足了油、氣、水的三相分離，使現(xiàn)有的密閉流程適應現(xiàn)階段油田開發(fā)的要求，提高油田脫水處理技術水平。而對于氣體的處理，羅道分離器設計的關鍵技術是在滿足強度和工藝要求的前提下，如何正確地選材和防止天然油氣田地面工程氣中硫化氫對鋼材的腐蝕，以便提高設備的使用壽命和安全度。天然氣中常含有硫化氫，硫化氫可引起多種類型的腐蝕，如氫脆和硫化物應力腐蝕破裂等，危害極大。現(xiàn)場實踐表明，螺道式分離器在處理氣量為513104M3/D，進口天然氣含水量小于200G/M3，分離因子1300時，壓力損失010045MPA，分離效率大于，出口天然氣含水量小于20MG/M3。同時選用209后，設備運行安全可靠，具有很高的使用價值和經濟效益。12國內外研究狀況和相關領域中已有的研究成果我們經常接觸的分離器是旋風分離器，它是一種分離氣體和固體的分離器，油而氣田常用的分離器主要有重力分離器、離心（旋風）分離器、過濾（聚結）分離器等。它們都是使氣液能得到有效的分離。重力分離器是靠氣體和液體的重度差使氣液分離，分離原理單一；但是,重力分離器僅依靠重力無法使霧狀液滴沉降，分離效果不很理想。過濾（聚結）分離器是流體經過絲網時由于屏蔽和碰撞等作用，小液滴在其表面聚集成大液滴而分離。該類分離器必須在其流程前設置預分離器，分離出氣體中的固體及游離態(tài)液體,但無法保證分離效果。另外,設備所用濾芯需要定期更換，生產成本高，而且分離過程中濾芯表面聚集的液滴會被后來的氣體所撞擊，液體擴散至氣流中，影響分離效果。離心（旋風）分離器是依靠混合物作旋轉運動時產生不同的離心力使氣體和液體分離；該類分離器由于器壁對流體的碰撞，產生離散作用又會使液滴脫離器壁“彈”回到氣流中去,影響分離效果。對于油氣水三相的分離，國內也有所研究和發(fā)展。其中低倍數(shù)超重力三相分離器是北京迪威爾石油天然氣技術開發(fā)有限公司研制生產并銷售的高效分離元件。將低倍數(shù)超重力三相分離器與傳統(tǒng)的重力式三相分離器相結合，簡化了油氣水分離流程，降低投資及運行成本，目前國內外還未有同類技術文獻和專利。同樣對于氣體的分離，國內也有具體的研究和方向。過去天然氣中水液（固）的分離國內外通常采用的分離設備有重力式分離器，旋風分離器，擴散式分離器等，根據(jù)實際情況，長慶油田設計院研制的高壓螺道分離器，完全適用天然氣的分離，具有高效和價廉的特點。13課題的意義分離器是一種將氣液,氣體和固體以及固體和液體分離出來的一種設備，廣泛應用于當今社會的各行各業(yè),如石油石化行業(yè)，制藥業(yè)以及制堿等工業(yè)中。集輸系統(tǒng)中所使用的分離器種類繁多,但按其作用原理主要可分為兩大類即重力分離器和旋風分離器重力分離器重力分離器有各種各樣的給構形式,但其主要作用都是利用天然氣和被分離物質的密度差即重力場中的重度差來實現(xiàn)的,因而叫做重力式分離器,除溫度,壓力等參數(shù)外,最大處理量是設計分離器的一個主要參數(shù),只要實際處理量在最大設計處理量的范圍以內,重力分離器即能適應較大的負荷波動。在集輸系統(tǒng)中由于單井產量的遞減,新井投產以及配氣要求變化等原因,氣體處理量變化較大,因而集輸系統(tǒng)中,重力式分離器應用也較為廣泛。旋風分離器旋風分離器的主要特點是天然氣和被分離液體沿分離器筒體壁切線方向以一定速度進入分離器,并沿筒體內壁作旋轉運動。由于被分離液滴的密度遠大于氣體因而液滴在此旋轉運動中被拋向筒體壁,并附著在筒體壁上,聚集成較大液滴而沿筒體壁向卜流動,最后流入分離器的集流段而被排放出去。由此可見,旋風分離器的工作與氣體進入分離器的線速度密切相關,而線速度的大小又直接與氣體處理量有關。旋風分離器盡管有較高的分離效率,但卻不適應負荷波動較大的場合,因而在負荷波動較大的集輸站場與單井集氣站中的應用受到限制。通過本次畢業(yè)設計，學習研究相關文獻資料，親自對分離器設備進行設計，可以加深對超重羅道式分離器的了解，也加深鞏固了所學知識，將理論應用于實踐，為以后從事以后的工作打下了良好基礎。14畢業(yè)設計（論文）構成及主要內容查閱相關文獻資料，熟悉石油化工行業(yè)中分離器的應用場合及其種類。了解本設計題目的難度，安排工作進度，撰寫開題報告。進行強超重羅道式離器的工藝設計，其中包括確定物性參數(shù)，估算結構尺寸，強吸分離器的結構設計（筒體、封頭、法蘭、分離器組件、鞍座）；強度計算和校核；開孔補強的設計計算；法蘭的選擇和計算校核等。繪制裝配總圖一張，零件圖若干張，共計三張零號圖。2結構及技術特點21結構超重羅道式分離器是將傳統(tǒng)的超重式分離器與羅道式分離器結合的產物。所以它所具備的特點，是兩種分離器各自所具備的特點。超重力油氣水三相分離器主要由罐體、油氣預分離器、節(jié)流調壓閥、低倍數(shù)超重力發(fā)生器、高效油水聚結分離填料、油水界面調節(jié)器、油水分離室、水室、油室組成，特征是在罐體的內部油氣預分離器的下部連接有低倍數(shù)超重力發(fā)生器，油氣預分離器分離后的液相通過分流器進入低倍數(shù)超重力發(fā)生器中進行油水預分離，通過低倍數(shù)超重力分離后的液體通過高效油水聚集分離填料，在重力的作用下進一步分離。通過油水界面調節(jié)器控制油水的相對停留時間。由于油田采出液首先通過了油氣預分離器和低倍數(shù)超重力發(fā)生器的分離過程，縮短了罐體內重力三相分離時間，提高了分離效率。如下圖21為超重力發(fā)生器結構示意圖圖21超重力發(fā)生器結構示意圖羅道分離器結構簡圖如圖22所示圖22羅道分離器結構簡圖上部為分離部分，由內筒、外殼、捕霧網等組成。下部為儲水部分，它是將上部分離出的液體暫時儲存起來，待達到一定的液面后自動排出。高壓羅道分離器將內筒加工成右旋外螺紋，與外殼裝配形成狹窄的矩形螺道，間隙為155MM。22技術特點超重力分離技術由于在離心力場下操作,極大地強化了傳質系數(shù),因而可適用于一切由擴散控制的傳質及反應過程,尤其適用于氣液固多相流反應體系。其主要特點歸納起來有以下幾個方面?zhèn)髻|系數(shù)大、體積小物料停留時間短擺脫了重力場的影響啟動、停車迅速維修、清洗方便對物料粘度適應性廣。鑒于以上特點,超重力分離技術可應用于以下方面3A可代替?zhèn)鹘y(tǒng)塔器,縮小其體積，尤其適宜于代替貴重金屬制作的傳統(tǒng)設備及加壓設備?？蛇M行熱敏性物料的處理,減少分解損失。B進行熱敏性物料的處理,減少分解損失可進行傳質控制的化學沉淀反應,制備超細粉失可進行傳質控制的化學沉淀反應,制備超細粉體。C可適用振動較大的環(huán)境,如海上平臺,激烈的振動會使塔器傾斜造成重力偏流而使分離失效,而超重機因不受重力影響而保持優(yōu)良的分離性能。D適應于小批量、多品種產品的生產。F可適用于處理傳統(tǒng)設備無法處理的粘度大的體系，如高分子物質脫除單體等。綜上所述,超重力分離技術具有設備體積小、效率高、能耗低并且停留時間短和適應性廣的特點，可被廣泛地應用于具有擴散控制的傳質及反應體系中可以預見，該項技術的應用可大大縮小傳統(tǒng)工廠的規(guī)模，使其向微型化、室內化的方向發(fā)展，并會帶來更多工業(yè)領域的革命性變化。但任何一種技術均有其應用優(yōu)勢及局限,如何將該技術應用到其最適宜場合中，并采用最合理的設備結構及操作優(yōu)化的工藝，是目前該技術應研究的方向。羅道式分離器的技術特點是除嚴格執(zhí)行有關國家和部頒技術規(guī)程和規(guī)范外，還必須滿足下述技術要求。1角焊縫應圓滑過渡，并經磁粉探傷，不允許有任何裂紋及缺陷，接管內部尖角一定要打磨光滑。2中心管與外殼安裝時一定要保證同心。3設備組裝完畢檢驗合格后，必須進行整體高溫回火熱處理，溫度為65020，熱處理后硬度HRC22。4設備探傷檢查合格再經過熱處理后，以3125MPA進行水壓試驗，合格后再以25MPA的壓縮空氣進行氣密性試驗。23分離器的工作過程本設計，超重羅道式分離器結合了超重力分離器與羅道式分離器的各自優(yōu)點，大大的提高了油氣水三相分離的效率。其工作過程如下當油氣水三相液從進液口進入氣包1中的油氣預分離器。油水通過噴淋管接管（液體分流管）進入超重力發(fā)生器中，氣體通過油氣管接管上部的接管（氣體分流管）進入超重力發(fā)生器。油氣水三相液經過超重力發(fā)生器后，油水從發(fā)生器的下部接管流入罐體，氣體則通過中間管從氣包的上部出去，通過接管進入到氣包2。有水進入罐體后，在罐體中經過高效油水聚集填料裝置進一步分離，而隨著油水也會攜帶有少量的氣體，水會在罐體底部聚集，進入到水室，通過排水管排出罐體；油則在水的上表面，通過收油槽進入到油室，通過排油管排出罐體；少量的氣體則在罐體頂部通過孔盤管進入到氣包2,。從接管進入到氣包2的氣體會經過羅道式分離器的作用，氣體沿著羅道與氣包2的間隙在羅道中進行高速旋轉，此時氣體當中攜帶的少量的液體會被甩向氣包的內壁，液體沿著內壁會流入到罐體中，氣體沿著羅道進入到最后一圈羅道，速度會減緩（最后一圈的羅道距離增大）。氣體則會沿著羅道的內壁上升，最后通過接氣管通出氣包23設備總體尺寸的確定31設計參數(shù)設計內容及基本要求設計溫度，設計壓力工作介質油氣水三50MPA02相液；處理量；原油處理量，原油密度水密DM36102DM37MLKG70度；標準狀態(tài)下氣體密度0906；操作壓力LKG10832結構計算321儲罐筒體尺寸的確定及封頭結構形式尺寸的確定筒體材料的選擇考慮介質和壓力的因素，選擇Q345作為筒體材料，在50的設計溫度下的許用應力為181MPA。TI1確定容器內徑及長度內徑D的確定按以下三個步驟進行A確定氣體游離區(qū)所需截面積B確定液體滯留區(qū)所需截面積C將上述兩項相加得到總截面積，并確定容器直徑。下面分別進行計算。A確定氣體游離區(qū)所需截面積A1氣體游離區(qū)的尺寸取決于氣體和液體之間的密度差和需要處理油井的氣液流量。因為，氣液之間的密度差決定著氣體在容器中的允許流速，而氣液之間的密度差與分離器的壓力有關。允許氣體流速的計算3150MAX21KV式中允許最大流速，；MIN3速度因子，一般取08；操作條件下液體密度；1操作條件下氣體密度。2根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程3223式中為標準狀態(tài)下氣體的壓力,；PMPA標準狀態(tài)下氣體的密度為標準狀態(tài)下氣體的溫度；3T操作狀態(tài)下氣體的溫度。2操作壓力,。PPA已知013M090602373TK082PPA27350323計算33312607982MKG通過公式1計算得出SV4912368050AX由此確定氣體游離區(qū)所需截面積AMAX1QA式中Q氣體流量，；248193B初定液體滯留區(qū)截面積A2本例油氣分離器設計，液面控制在容器中心線位置，液體滯留區(qū)截面積與氣體游離區(qū)截面積相等，即148。1A2C初定容器直徑D296A12M9413650圓整D取2000MM。（2）初定容器長度L按常規(guī)經驗，兩相分離器簡體長度與直徑之比為3151之間，本例設計取41即FTM25684（3）核算液體流通面積A根據(jù)上海交通大學出版的油氣分離器原理設計與計算一書中液體滯流區(qū)截面積計算公式21972467435008MFTLTQA式中計算液體流通面積,；A原油處理量QDBLDM4375070液體停留時間，MIN。2T本例設計要求實現(xiàn)油氣水分離，按上述要求，油氣分離器滯留時間可取LMIN但考慮到簡體長度可能超過6M，所以液體停留時間取2MIN。由以上計算可知2213MA1原初定合理。所以設計尺寸D2M；L8M滿足要求。322筒體和封頭的厚度計算筒體的厚度計算3公稱直徑DN2000MM，焊接系數(shù)134MPDCTI50142802其中是Q345R在50下下的許用應力TME143051圓整取N2封頭厚度的計算MPDCTIC341025182502取筒體和封頭的名義厚度一致故MN筒體的總長度35M804280HL1323人孔的選擇根據(jù)設計壓力為20MPA，在HG/T215211995中，選用回轉蓋帶頸對焊法蘭人孔；密封面形式為凹凸面型表31密封面形式密封面形式公稱壓力公稱直徑總質量凹凸面型25MPA450MM238KG324接管和法蘭該分離器設有進出氣口，壓力表口，液位計，排液口和排污口。進出口接管DO01DI200MM,選DN250MM壓力表接管M20液位計MD10油出口水出口氣出口20MD20MD20排污口蒸汽進出口油室、液室液位計口MD101010DN20的鋼管參數(shù)表32鋼管參數(shù)外徑壁厚重量KG/M25MM4MM20789MM45MM938273MM10MM6486法蘭的選擇表33法蘭的選擇法蘭高度法蘭理論重量401055850388244公稱直徑鋼管外徑法蘭外徑中心圓直徑螺栓孔直徑螺栓孔數(shù)量DN2026910575144DN80889200160188DN2502734253703012螺紋法蘭厚度NSH1RM1216403264M162411056126M3232296631810325鞍座的選擇選120度包角重型帶墊板鞍式支座基本尺寸的選定表34鞍座選擇公稱直徑允許載荷鞍座高度鞍座質量增重2000875KN25022524底板L1B11214202201614筋板墊板L3B2B33弧長B44E3301902601223304601090螺栓配置間距L2螺孔D螺紋孔長L126024M2040材料選用Q345估算鞍座的負荷M為超重羅道式分離器的總質量54321M36為筒體質量1KGLDI20879G602801為橢圓型封頭的質量2MKG23963M為盛裝介質的質量，考慮到分離器內介質的質量，可粗略假設將筒體全部盛裝水22237154804MVDI封頭KGM731034人孔及其他附件的質量65分離器質量KGMDMANN260207960145143796041543G39026408K226066327370213982087998254321MMMMMM5KN87463894036G其中120度包角重型帶墊板鞍式支座的允許載荷是875KN故鞍座是合格的。4分離器部分的設計計算為了滿足儲存和管道輸送的需要，氣、液混合物要進行氣液分離。立式分離器其作用原理是利用生產介質和被分離物質的密度差來實現(xiàn)基本分離。旋風式分離器的分離原理是由于氣、液質量不同，兩相在分離器筒內所產生的離心力不同，液滴被拋向筒壁聚集成較大液滴，在重力作用下沿筒壁向下流動，從而完成氣液兩相分離。分離器的尺寸設計根據(jù)氣液混合物的壓力溫度以及混合物本身的性質計算確定。最后確定分離器的直徑、高度、進出口直徑?；緟?shù)表41基本參數(shù)管號處理量壓力操作溫度115106M3/D08MPA50出站壓力08MPA天然氣露點5C氣體組成（）5617238543C80690231265OSHC氣液含量3/GM7L41壓縮因子的計算天然氣的相對分子質量41IM式中天然氣的相對分子質量；組分I的體積分數(shù)；I組分I的相對分子質量。I則計算得，1042M天然氣的相對密度天然氣的相對密度用S表示，則有42空天S式中M天、M空分別為天然氣的相對分子質量。已知9728空所以，天然氣相對密度69407281空天S天然氣的擬臨界參數(shù)和擬對比參數(shù)對于凝析氣藏氣當時，擬臨界參數(shù)4307SSTPPC21506487計算得，72164PCTP天然氣的擬對比參數(shù)44PCRCPRTP所以管中，KMA32,025317246PRTPR計算壓縮因子天然氣的壓縮因子和擬對比壓力，擬對比溫度有如下的函數(shù)關系45,PRTZ根據(jù)算的參數(shù)查下圖41得，980圖41天然氣壓縮因子圖42天然氣密度在某壓力，溫度下，天然氣的密度46ZTPM3148式中天然氣在任意壓力、溫度下的密度，KG/M3P天然氣的壓力（絕），KPAM天然氣的相對分子質量；Z天然氣的壓縮因子；T天然氣絕對溫度，K根據(jù)公式可計算，328153980142MKGG43氣體流量由已知日產量和流程設計已知分離器的日處理量為DMQG36102根據(jù)公式470TZP推得48Q293105864TZPG即分離器的流量計算得分離器的流量為SMQ327044粘度的求解根據(jù)天然氣的相對密度S0694，查天然氣的假臨界特性圖得到天然氣的臨界溫度和臨界壓力KPA4570218CPCT圖42天然氣的假臨界特性圖查下圖43得出天然氣在，不同溫度條件下的粘度10325KPA；TMPS012計算氣體臨界參數(shù)，從對比溫度與臨界溫度關系圖查出粘度比，算出氣體的0粘度。A分離器40572813RPT查得粘度比4931氣體粘度PAS50602圖43對比溫度與粘度的關系45液滴沉降速度的計算計算水力阻力系數(shù)DC根據(jù)經驗公式4102234REGLSDF式中液滴的直徑，M。（?。㎜10LDM油水的相對密度，KG/M3LS氣體在操作下的密度，KG/M3G氣體的粘度，PAS可得出，46951056378994RE22F查液滴在氣體中的阻力系數(shù)計算列線圖，可知41DC圖44液滴在氣體中的阻力系數(shù)計算列線圖沉降速度液滴在分離器中的沉降速度按下式計算412DGLCSD34計算出分離器中液滴的沉降速度分別為SMGDGL65051283289094646分離器尺寸計算超重力分離器根據(jù)公式413VQD4取09，可計算分離器的直徑；一般分離器的高度取DH4取出口速度，出口直徑15MSMVQ1805874275011取進口速度，進口直徑2021進口直徑414VQD7850所以分離器直徑為M6014365092M42DH分離器的厚度415PDCTI2ME8143051圓整取N羅道分離器本設計，油氣液三相經過重力分離器后，攜帶有少量液體的氣體將通過管道進入到羅道分離器中，則羅道分離器尺寸計算如下根據(jù)公式416KPTZQDG5051039筒內流速278VG進口流速214DQV出口流速2羅道分離器尺寸計算得步驟令K1，計算直徑D取進口管徑,出口管徑D3701D5701驗算進口流速是否在，出口流速是否在SM25SM15驗算筒內流速是否在4若不符合上述條件，則需要另取K值進行計算，至到全部符合條件。代入數(shù)據(jù)計算如下MDD504801219803193565，取MHDHSVSVMG2,914467085324791680742121取經計算可知VVMG2,436245,15765710,31經驗算符合設計要求。5開孔和開孔補強51范圍及一般要求本章規(guī)定適用于容器本體的開孔及其補強計算，包括等面積法和分析法。511等面積法適用范圍等面積法適用于殼體和平封頭上的圓形、橢圓形或長圓形開孔。當在殼體上開橢圓形或長圓形孔時，孔的長徑與短徑之比應不大于20。本方法的適用范圍A）當圓筒內徑時，開孔最大直徑M150IDIDOP2，且；當圓筒內徑時，開孔最大直徑，且520OPDIIOPDD31；M1B）凸形封頭或球殼開孔的最大允許直徑，開孔邊緣距封頭中心線不IOPDD21宜超出04DI的范圍；C）錐形封頭開孔的最大直徑，為開孔中心處的錐殼內直徑。IOP3注本部分最大開孔直徑DOP對橢圓形或長圓形開孔指長軸尺寸。512分析法適用范圍本計算方法是根據(jù)彈性薄殼理論得到的應力分析法，用于內壓作用下具有徑向接管圓筒的開孔補強設計，其適用范圍如下ETDIDMAXID509且2E513不另行補強的最大開孔直徑殼體開孔滿足下述全部要求時,可不另行補強A）設計壓力；MPA52B）兩相鄰開孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）應不小于兩孔直徑之和；對于三個或以上相鄰開孔，任意兩孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）應不小于兩孔直徑之和的2倍；C）接管外徑小于或等于89；MD）接管壁厚滿足表51要求。表51接管標準接管外徑253238454857657689接管壁厚35405060注1鋼材的標準抗拉強度下限值時，接管與殼體的連接宜采用全焊透的結MPARM540構型式。2表中接管壁厚的腐蝕裕量為1，需要加大腐蝕裕量時，應相應增加壁厚。52補強件材料補強材料宜與殼體材料相同。若補強材料許用應力小于殼體材料許用應力，則補強面積應按殼體材料與補強材料許用應力之比而增加。若補強材料許用應力大于殼體材料許用應力，則所需補強面積不得減少。對于接管材料與殼體材料不同時，引入強度削弱系數(shù)FR，表示設計溫度下接管材料與殼體材料許用應力的比值，當該比值大于10時，取FR10。53殼體開孔補強A開孔補強的計算截面所需的最小補強面積在下列規(guī)定的截面上求取對于筒體開孔，該截面通過殼體開孔中心點與筒體軸線；對于封頭開孔，該截面通過封頭開孔中心點，沿開孔最大尺寸方向，且垂直于殼體表面。對于圓形開孔DOP取接管內直徑加兩倍厚度附加量，對于橢圓形或長圓形孔DOP取所考慮截面上的尺寸（弦長）加兩倍厚度附加量。B內壓容器補強中各符號的意義開孔削弱所需要的補強截面積，；AM補強有效寬度，；B厚度附加量（按GB1501規(guī)定），；C圓筒厚度附加量；S接管厚度附加量；T圓筒中面直徑，；DM圓筒內直徑，；IDM平蓋直徑，；O接管中面直徑，；D接管外直徑，；O強度削弱系數(shù)；RF外伸接管有效補強高度，；1HM內伸接管有效補強高度，；2等效總應力集中系數(shù)；K設計壓力，；PMPA計算壓力，；C圓筒中面半徑，；RM球殼或半球形封頭內半徑，橢圓形封頭當量球面或碟形封頭球面內半徑，I；M接管中面半徑，；R殼體開孔處的計算厚度，；殼體開孔處的有效厚度，；EM接管有效厚度，；T殼體開孔處的名義厚度，；N接管名義厚度，；TM平蓋計算厚度，；P接管計算厚度，；T殼體開孔所需補強面積按式計算RETFDA12鋼材標準抗拉強度下限值，；MRMPA鋼材標準屈服強度，；EL焊接接頭系數(shù)（按GB1501規(guī)定）。由于接管材料和補強材料相同18TIRF經判定，由于設計壓力為20，所以所開的孔都需要補強。MPA54人孔的補強541開孔直徑51MCDI1642058E殼體開孔處的有效厚度殼體開孔處的計算厚度開孔直徑542開孔補強所需面積2641058MFDARET543有效補強范圍有效寬度取二者中的最大值52MBMDNT916AX53217204582內外側有效高度分別取計算式中的較小值外側53MHDNT8208174511綜上內側540MIN81745222HMDT544有效補強面積補強范圍內補強金屬面積（AE）可作為有效補強的金屬面積，有以下幾部分A1殼體有效厚度減去計算厚度之外的殘余面積；RETEFDB1255A2接管有效厚度減去計算厚度之外的殘余面積；121RETEFDA3有效補強區(qū)內焊縫金屬的截面積；56A4有效補強區(qū)內另外再增加的補強元件的金屬截面積。代入數(shù)據(jù)有216870514659MFDBRETE22212347FCHFHARETRTET236232110873487MAE另行補強面積245106E補強圈設計根據(jù)公稱直徑DN500，選補強圈參考標準JB/47362002選定補強圈外徑為680MM，內徑D14804484MM57MDDA34286054圓整取M3055進出口接管的補強551開孔直徑MCDI2584250552開孔所需面積削弱系數(shù)18RF接管有效厚度640CNTET553開孔補強所需面積開孔補強所需的面積A23741058MFDARET554有效補強范圍有效寬度BB取式中的最大值MMDNT51631802258162有效高度外側有效高度1HMHDNT850I20111接管實際外伸高度內側有效高度0IN1222HDT555有效補強面積多余的金屬面積有效厚度MCNTET16420多余金屬面積按下式計算21387051465FDBARETE接管多余金屬面積接管的計算厚度M80125CTNITPD故接管的多余金屬面積為22212746015RETRTETFCHFHA接管焊縫面積（焊腳取6MM）2336MA22185036748ME另行補強面積2450AE補強圈選DN250，外徑480MM，內徑254MM補強圈的厚度為MDDA812054874圓整取MN256排液口和排污口的開孔補強由于設計壓力比較大，所以DN80的排液口和排污口也需要補強。開孔直徑561開孔直徑開孔直徑MDCDII1028420562開孔所需面積削弱系數(shù)18TIRF563開孔補強所需面積MCNTET48有效厚度所需面積217650481MFDAET564有效補強范圍有效補強范圍有效寬度BMBMDNT180AX1802276有效高度外側有效高度（H1）按下式計算MDNT27I08111內側有效高度（H2）DNT0I8112565有效補強面積多余金屬面積的計算21380514601MFDBARETEMPDCTIT5828故接管多余金屬面積A2為22154057MFCHFHRETRTE焊縫面積2423212385673146MAEE086經圓整得M1557液位計和壓力表接管補強571開孔直徑MCDI28402572開孔所需面積削弱系數(shù)18TIF接管有效厚度MCNTET246573開孔補強所需面積2406518MFDARET574有效補強范圍有效寬度BB取式中的最大值MMDNT886208256綜上有效高度外側有效高度1HMDNT3H2013681內側有效高度0H1362822綜上MDNT575補強面積多余的金屬面積有效厚度MCNTET246多余金屬面積按下式計算21900514681FDBARETE接管多余金屬面積接管的計算厚度MPDCTNIT14028故接管的多余金屬面積為2221236501FCHFHARETRTET接管焊縫面積（焊腳取6MM）231MA2321367861590ME另行補強面積244786AE補強圈選DN20，外徑60MM，內徑24MM補強圈厚度為MDD532460174圓整取M558分離器組件開孔的補強581開孔直徑MCDI6084260582開孔所需面積削弱系數(shù)18TIRF接管有效厚度MCNTET04583開孔補強所需面積2816054MFDARET584有效補強范圍有效寬度BB取式中的最大值MDMNT6714206821016有效高度外側有效高度1HMDNT269H02694811綜上內側有效高度026914682HMDNT585補強面積多余的金屬面積有效厚度MCNTET104多余金屬面積按下式計算2190514608FDBARETE接管多余金屬面積接管的計算厚度MPDCTNIT412860故接管的多余金屬面積為22212670149FCHFHARETRTET接管焊縫面積（焊腳取6MM）233650MA221615179ME另行補強面積240658AE補強圈選DN20，外徑60MM，內徑24MM補強圈厚度為MDDA236504814圓整取M26強度校核61水壓試驗壓力試驗的應力校核61MPAPCT510225162PADEIT594162063MPART3605940ET20所以水壓試驗是合格的。62圓筒應力的計算和校核設分離器的總重為2F則有KNMGF372所以5168L0H9支座中截面處的彎矩64ACFM11式中65MRL50105682所以有MA其中6628008359413412221LHRCI所以MKNM93421516M10,說明上半部分圓筒受壓，下半部受拉63支座截面處的彎矩671232CARLCFI其中18035942H23LRCI所以MKNM3510540851051682,表示圓筒上半部分受拉，下半部分受壓0又RA5所以支座截面上的剪力為VF1685KNA，圓筒的軸向應力校核截面最高點（受拉）68MPARPEIEIC6518043918202211截面最低點處（受拉）69EIEICRP212MPA6580439802B，支座截面處圓筒應力校核由于01,5021KRA支座截面最高點（拉應力）610MPAKPEIEIC651804315820223壓應力MPARKPEIEIC65180431520223C，圓筒軸向應力校核由于MPAMMPAT1865AX拉611T壓故均符合條件64圓筒和封頭切應力校核A，設支座處無加強圈，但是，被封頭加強RA50支座截面處612MPARFKI497185603MAX鞍座包角401,80123K，B，封頭切應力613MPARFEIH41385604C，圓筒和封頭的切應力校核614128097MAXT故符合設計要求內壓引起的拉應力H的計算NETCHDKP2K橢圓形封頭形狀系數(shù)615MPADKPNEICH981208950612要求TH51MPA30298413HT5652所以是符合設計條件的65支座截面處圓筒的周向應力圓筒無加強圈，墊板不起加強作用A,圓筒截面最低點處的周向壓應力61625BFKE殼體有效寬度617NAR5612MB304923652042所以MPABFKKE0612589725B，無加強圈圓筒鞍座處最大周向應力（1），鞍座邊角處的最大應力6618MRMLI80180619MPAFKB46182560350183266（2），鞍座墊板邊緣處圓筒的周向應力6由于IRL8所以（620）MPALFRKBI4618256031908526216（3），周向應力的校核PATP25符合設計條T18A46符合設計條件MPATP16符合設計條件66鞍座應力計算與校核（1）鞍座承受的水平分力故2049KFSMPAS3745168（2）鞍座有效斷面平均應力09BHFS鞍座計算高度S鞍座腹板高度0B6211052IMR其中HS取鞍座的實際高度622MMS35105取兩者中的最小值SMHS250（3）鞍座有效斷面平均應力校核（623）MPAMPASA13702349符合條件SA1707接管法蘭校核排液口接管內徑為80MM，現(xiàn)校核其接管法蘭，其余接管法蘭校核方法相同，現(xiàn)校核排液口接管法蘭方法如下71法蘭參數(shù)確定接管公稱直徑DN80MM墊片選用耐油石棉橡膠板，設計溫度為50，墊片系數(shù)M275，比壓力Y255MPA，墊片外徑2D142MM，內徑1D1095MM，15MM。法蘭材料選16MN鍛，常溫下法蘭材料的許用用力F178MPA，設計溫度下材料的許用應力TF147MPA筒體材料為Q345R，常溫下筒體材料的屈服極限PAN40，設計溫度下筒體材料的許用應力TN181MPA螺栓材料選35號鋼，常溫下螺栓材料的許用應力B117MPA，設計溫度下螺栓材料的許用應力TB98MPA。螺栓孔中心圓直徑K160MM。墊片接觸寬度71MDN25160914221墊片基本密封寬度72B5860則墊片有效密封寬度73B27132072螺栓載荷計算預緊狀態(tài)下需要的最小螺栓載荷74NBYDFWG974561276143操作狀態(tài)下需要的最小螺栓載荷墊片壓緊力作用中心圓直徑75MBDG6127142276NPWCGCP17850627561280602螺栓強度校核預緊狀態(tài)下，按常溫計算，螺栓所需截面積AA為77259314076MWABA操作狀態(tài)下，按設計溫度計算，螺栓所需截面積P為782175498ATBP需要的螺栓截面積M取A和PA中的較大值，此處取MA1754MM2，M20螺栓的螺紋根徑OD17294MM，所以實際使用的螺栓總截面積792220187948754NABMB，所以螺栓強度滿足。73法蘭力矩計算預緊狀態(tài)下螺栓力710NAFWBMG20691421752所產生的扭矩為MLWMGA3514069其中螺栓中心至G作用位置的徑向距離711MDKLG217162操作狀態(tài)下法蘭頸部大端有效厚度712MDNT512802螺栓中心至法蘭頸部與法蘭背面交點的徑向距離713MKLA572106螺栓中心至DF作用位置處的徑向距離714TA753150750螺栓中心至T作用位置處的徑向距離715MLLGA128621作用于法蘭內徑界面上的流體壓力引起的軸向力716PDFCI73908750785022流體壓力引起的總軸向力717NCG66122流體壓力引起的總軸向力與作用于法蘭內徑界面上的流體壓力引起的軸向力之差FDT67031986718所以法蘭操作力矩MNLLMGTD42068521607591285取法蘭設計力矩為719MNBTE143950781305或OMP20628054NMM故取20628054NMM74法蘭應力計算和校核法蘭頸部大端有效厚度MT512法蘭頸部小端有效厚度DA400128，參數(shù)，法蘭頸部高度H97185010MCHH325，故OH16由圖93查得，整體法蘭系數(shù)61F；由圖94查得，整體法蘭系數(shù)01V；由圖97查得，整體法蘭頸部應力校正系數(shù)80F。法蘭外徑與內徑的比值521DK由圖98查得，系數(shù)8U，6Z，T；圖95查得，52Y可得參數(shù)0321971601OHFE系數(shù)642F系數(shù)564T參數(shù)22201849718MHVUD系數(shù)3513F系數(shù)94815264法蘭應力計算軸向應力720MPADFMH3805129486012徑向應力P745331212OFRE721環(huán)向應力722MPAZDYMRFER21495768024512應力校核軸向應力MPATFH52016751徑向應力PATFR環(huán)向應力TFT組合應力PAPATFRH167972538723MTFT814所以接管法蘭強度滿足。8結論通過此次畢業(yè)設計，我不僅把知識融會貫通，而且豐富了大腦，同時在查找資料的過程中也了解了許多課外知識，開拓了視野，更加充分的了解了過程裝備與控制工程專業(yè)在實際工業(yè)生產中的重大作用，使自己在專業(yè)知識方面和動手能力方面有了質的飛躍。畢業(yè)設計是我作為一名學生即將完成學業(yè)的最后一次作業(yè)，他既是對學校所學知識的全面總結和綜合應用，又為今后走向社會的實際操作應用鑄就了一個良好開端，畢業(yè)設計是我對所學知識理論的檢驗與總結，能夠培養(yǎng)和提高設計者獨立分析和解決問題的能力；是我在校期間向學校所交的最后一份綜和性作業(yè)，從老師的角度來說，指導做畢業(yè)設計是老師對學生所做的最后一次執(zhí)手訓練。其次，畢業(yè)設計的指