
管壳式换热器流体流动诱发振动教案.docx
22页第7章管壳式换热器流体流动诱发振动1流动诱发振动基本原理管壳式换热器(STHE)流动诱发振动(FIV)很久以前就打道了在管束中横向流流速下的影响,换热器管子会有出现振动的趋向如果振动振幅达到足够大,则可能会为某一种或更多几种激振机理所破坏:(1)由于折流支承板间跨中反复的震荡而管壁减薄;(2)在管子界面和折流板处碰擦而磨损;(3)由于高的磨损率而造成疲劳或腐蚀疲劳管子疲劳导致工厂停工,修理耗费c这在核T业加热换热■中是非常严重的,因而保证现代管充式换热器避免在一切操作条件下出现流动诱发振动是十分重要的以往,换热器设计是很保守的,如今用计算机程序可成功地设计一有效而第凑的换热器$较高的热力性能和低的污垢度通常需要高的流速(尽管少的折流板可减小压降)高的流速和减少结构支承可导致严重的流动诱发振动问题除此之外,一些换热器的新型材料以及没有充分考虑结构动力效应的设计过程,也会导致更多的流动诱发振动问题许多这些问题就导致了管子的疲劳破坏为此,在完成换热器热力设计后,详细地进行流动诱发振动分析以避免换热器的破坏是十分重要的,流动诱发振动现象和振动机理响应早在25~30年以前就已经有很多的研究了,结果是发表了大班的文献,以力由建立防止流动诱发振动的指则。
由于在换热器的应用中流体振动的明显存在,这一主题已陆续引起人们的注意因为在一些过程工业中,有60%那么多的换热器都是管壳式的c本章介绍了引起流动诱发振动(FIV)的机理和其计算,许用准则和防止振动的设计准则,TEMA标准和ASME规范第四篇中也包括了这些设计准则1.1 流动诱发振动三种基本情况要激发起换热管振动,必然对管子供给以激振能,壳程流体流动就是诱发和维持管子振动的激振能源.换热管是换热器中的细长弹性元件,壳程流体流动破坏了他们的平衡位置,并遭受振动运动管子振动表明了管子离开其平衡位置作周期性运动增加壳程横流速度,管子运动可以有以下三种情况:(1)在低横流速度下,管子以低振幅随机运动2)当横流速度增加,管子会在挡板孔内发生咔哒咔哒地摩擦声响3)当横流速度超过某一值,管子就发生高振幅运动(振动)当管子固有频率与激振频率相接近时,发生振动响应管子与刚性结构间例如折流支承板的相对运动有可能引起管子的撞击磨损1.2 管子破坏最可能的区段尽最管子在换热器中任何地方都可产生破坏,但最容易引起流动诙发振动的区域是流动高速区,诸如:(1)管束中两块折流支承板间最大的末支承的中间跨;(2)管束周边区的在弓形折流板缺口区的那些管子;(3) U型管束U型弯头区;(4)位于进【I接管之下的管子;(5)位于管束旁流面积和管程分程隔板流道内的管子;(6)在管子与换热器结构部件有相对运动的区段界面,诸如包括管子与折流板界面和管子与管板界面。
1.3 破坏机理引起管子破坏的主要破坏机理是:{1)碰撞解损(管子与管子,管子与折流支承板);(2)管子与折流支承板界面,由于管子在支承板管孔间碰撞和碳滑动而磨损破坏;(3)撞击与磨损的联合作用下的破坏1.4 流动诱发振动机理、流动诱发振动响应的激振机理通常为:(1)旋涡分离或流动的周期性;(2)湍流振动;(3)流体弹性的稳定性FEI(FluidE展ticityInstability);(4)声振动晌应旋涡分离、湍流抖振和声激振动是振动响应现象,当激振频率与管子频率同步就产生振动响应流体弹性不稔定的发生,是管子在壳程流体横流达到临界流速或速度阈,而导致管子振动响应振幅足够的大,造成与相邻的管子的碰撞而破坏在流体横流速低于流体弹性不稳定临界速度之下时,不会发生流体弹性不稳定振动现象;当流体输入到管子质量阻尼系统的能量超过阻尼系统消耗的能最时,就达到了不稔定性振动状态,这实际是流速达到或超过了临界速度1.5 换热管振动响应曲线图1-7」表示了管子由于在管束中流动诱发振动三个激振机理的振动响应,即旋涡分离.湍流抖振和流体弹性不稳定其中的每一种激振,表明它们自己只是在流动参数一定的既定范围内,然而湍流抖振则还是在操作的流动参数的整个范围内的。
图1・7」流动诱发振动管子振动响应(a)理想播流速度u与位移关系图;(b)铝管在水横流下,管子节距比1.5转置正方排列管束的振动响应技谱1.6 横流下管束动力行为流体在弹性管管束中流动.会林致流体动力效应或流体振动(声振动)和流动结构偶联0这些效应引起流体动力作用和流体结构偶联作用力•圆柱束在增长的横流速度(〃)下的动力行为有三种不同现象;如下所求:(1)低流速下圆管或(圆柱体)对湍流抖振的基本响应;随着流速的增加,管子(圆柱体)振动振幅的增加,均为流速”的平方关系(公)2)在较高的流速下,会引起不同类型的振动响应条件,诸如旋涡分离、湍流抖振和气柱声振动◎(3)当管子在管束内由于流体的作用在其平衡位置作弹性位移时引起的与运动有关的流体力1.7 流体动力作用力引起流动诱发振动(FIV)的流体动力作用力主要有以下三类:(1)由于压力场的湍流波动产生的力;(2)管子后面形成冯•仔第(VonKarman)涡街的周期性旋滉分离作用力;(3)当管子在管束内由于流体的作用在其平衡位比作弹性位移时引起的与运动有关的流体力2流体介质与流动诱发振动机理,旋涡分离对于流动诱发的各种不同激振机理,只有流体弹性不稳定性才是主要涉及到所有各种流体介质,而其他的激振机理在某些流体介质中则是不政要的Q例如,湍流抖振因为气体的位度低,不会导致非常高的流体动力作用力,故其在气体介质流动中不会是主要的了。
因此,流动振动设计主要是要限制声共振和流体弹性不稳定性(FED这两个方面表L7.l表示了换热器管束每一种流体介质对流动诱发振动的重要性界限«1-7-1横流流动激振机理与流体介质关系流动情况旋涡分离满流抖振流体弹性不稳定性声共振液流中可能度生可能发生重要气流中不能发生可能发生重要重要两相流中不可能发生不重要重要不大可能2.1管束斯脱拉哈数计算管束斯脱拉哈数Su(StuohalNumber)可由陈氏斯托拉哈数(图1・7・2),也可由Fitz・Hugh图来确定,这些图都是描绘成S〃与管节距的关系◎另外,也可以从Zukauskas或Zukauskas与Katinas以及Weaver等关系式来计算确定a下面将列出Weaver等人的关系式,Blevins公布了Fitz.Hugh困,而TEMA则公布了陈氏图图1-7・2Y.N.陈氏斯脱拉哈数图(a)直排管束;(b)错排管束(取自管式换热交换器制造协会TEMA,1988)Weaveret.al关系式,不同管束排列布置的S”数表达式,Weaverct.al给出如下:s“=&,町布置s“二T7i%,60,布置S〃=;,90•和45°布置Zxp式中人——换热管节径比,P/D;P—管节距;D——管外径。
角度布置系对如图1・7-3那样上游来流速度方向而言图1-7・3管子排列示图(a)90.正方排列;(b)45•转盘正方排列;(c)平行(转置)三角形(6(f)推列;(d)正三角形(30)排列1.1避免产生旋涡分离共振准则避免产生旋涡分尚共振的准则Pettigrew和Gorman准则他们采用对比频率4D4,这一参数,当对比频率££>2S〃时不会发生旋涡分尚共振uAu-Yang准则:该准则规定必须是对比频率华<0.25〃时才不会发生旋涡分离共振Au-Yang等准则避免壳程管束中第1,2,3推管不产生旋涡分离锁定(lock-in)的准则必须是:(1)对于基本振型(振型数〃=1),如对比速度满足以下条件:n=l则升力方向和阻力方向的旋涡与分离“锁定”均可避免2)对任何一既定振型,如果对比阻尼Cn足够大,仁>64则该振型的锁定被抑止3)对任一既定振型对比速度〃小><3.3以及对比阻尼Cn>l.2,则升力方向锁定可以避免,且阻力方向锁定被抑止对比阻尼口的计算:-4《Mn虞=7T%吗完(工)业式中M「一振动模态(model)质量,稣(“)d”;Lc—存在旋涡分离的换热管管长;节径比图L7・4附加质量系数Cm△一三角形节距试脸值;口—正方形节距试验值)振理形状系数(m«xlclshape);——沿管轴在距离工处换热管单位长度质量9当Mn=〃[(#)=m时故得:仁=噜产以上计算准则已包含在ASME规范第四菽中「上述方程中包括换热管固有频率力“单位管长有效质量加•以及临界阻尼比八。
而换热管有效质比则是结构质量(管子本身质量)利,,由于为振动的管子所弥散的壳程流体随管子一起振动的附加质量mr>以及单位管长管内流体质域”这三者质量之总和即m="m1卜加1加——―式中Pi、Ps和外分别为管内流体、壳程流体和换热管管材的密度;Cm为附加质量系数(图1-7-4)Cm以及临界阻尼比第将在本节最后讨论2.3单相流下附加质量系数Cm的确定附加质量系数Cm可由Blevins分析法或Morettietal.的试验数据基础来确定°(1) Blevins关联式Blevins给出了分析模型用以确定单相流下周围为刚性管的某一根单柔性管的附加质Q系数Cm,如图I-7.5所示0这对于全部是柔性管的更为复杂的情况卜只是近似的附加质或系数Cm的表达式为:二仙/)2+1%一(DJD)2-1式中Dc/O=(l+0.5/>/D)z>/D;De—管束当量直径,系表示了周围管的限制2) Morettietal.试验数据cup ob(a) Blevins 模型重8 §S8(b) Morretti 模型Moretrietal.试验数据对如图1・7・5那样,周围为刚性固定管子的正方排列管束或六角形借排管束下的一单根柔性管(节往比为1.25~1.5,如图1・7・4所示)试验结果,其Cm值试验结果的节径比列于表1-7.2所示o图L74包括进了TEMA标准中,用于确定附加质电系数。
图L7・5用以确定附加质量系数的管束布置2.4旋涡分离振动响应预测的动力分析如果发生旋涡分离共振,其最大管子响应可由力的响应分析来获得,Sandifer描述了这一问题对任何振型,管于相应管广,相应yQ・)的•般方程式在文献中给出:,⑴h就端用QM其中)di=1积分得:«(%)=J^sin(七r/Lj)=(垃大值)式中L,——管罅长换热管最大响应振幅丁a为:当切=曾时—4唐JnM对不同管束布置的峰值升力,系数Cl列于表L7-2;对于保守的设计可得Cl(峰值)=0.0091按此,只要换热管响应峰值振幅为管径D的2%,管子运动将足以得到控制,以及振动会与沿换热管的旋涡分解相联系<0.021)这一方法已包括在ASME规范第三篇中表1.7・2升力系数G.(峰值)管束布置升力系数Ci.P/D均方根但rms)Cl(峰值)Cl(保守峰值)三角排列(30・)1.330.0460.0650.0911.360.0640.091L540.0180.0251.570.0280.040转置三角形L230.0640.0910.0911.360.0120.0171.540.0330.0471-570.0570.081正方排列(的・)1.470.0480,0680.091转置正方(45。












