蘇子威，李云華，秦 瑋，王 燕

(中國核電工程有限公司 核設(shè)備所，北京 100840)

核承壓熱交換器兩相流流致振動現(xiàn)象研究

蘇子威，李云華，秦 瑋，王 燕

(中國核電工程有限公司 核設(shè)備所，北京 100840)

為保障核承壓熱交換器的安全運行，采用數(shù)值模擬以及軟件計算相結(jié)合的方法，對核承壓熱交換器兩相流流致振動現(xiàn)象及減振措施進(jìn)行了探究。研究結(jié)果表明：基于流致振動發(fā)生機理，熱交換器橫流速度、固有頻率、卡門旋渦脫落頻率以及紊流抖振頻率為重點分析因素；由公式得出流量、換熱管直徑、換熱管壁厚、管束排列等對流致振動有直接影響，無支撐跨距是影響管束流致振動較大因素；最易發(fā)生流致振動的部位包括入口區(qū)域、出口區(qū)域、折流板缺口區(qū)域以及無支撐跨距大管束；設(shè)計中，應(yīng)在流量、換熱管直徑、壁厚、無支撐跨距、管束排列及入口防沖擋板設(shè)置等方面優(yōu)化，以減小流致振動危害。

核承壓熱交換器；管束；兩相流；流致振動

熱交換器廣泛用于能源、化工等行業(yè)，在現(xiàn)代工業(yè)設(shè)備中占有重要地位；據(jù)統(tǒng)計因流致振動所致的局部失效甚至整體報廢的熱交換器幾乎占事故總數(shù)的30%[1]。核級熱交換器是核電廠的主要設(shè)備，對核級熱交換器的流致振動研究對于保證核電廠正常安全運行具有重大的實際意義。

到目前為止，對于熱交換器流致振動的研究，學(xué)者采用了一系列的研究方法[2-5]，包括理論計算、數(shù)值模擬以及實驗驗證；其中對單管或單圓柱體類結(jié)構(gòu)的流致振動問題[4，6-7]做了大量研究，而對于管束結(jié)構(gòu)、兩相流問題[8-9]則涉及較少。我國對于熱交換器的設(shè)計、制造、檢驗有嚴(yán)格的要求，流體誘發(fā)振動為標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范GB/T 151[10]規(guī)定的計算內(nèi)容；美國管式換熱器制造商協(xié)會TEMA標(biāo)準(zhǔn)[11]中流體誘發(fā)振動計算也占了主要篇幅。

本文采用數(shù)值模擬以及軟件計算相結(jié)合的方法對核承壓熱交換器兩相流流致振動進(jìn)行了研究，對進(jìn)一步加深對流致振動的認(rèn)識，保障核承壓熱交換器安全運行有指導(dǎo)作用。

1 研究對象

1.1 核承壓熱交換器

核規(guī)范等級是對應(yīng)物項的安全功能進(jìn)行的等級劃分，核級機械設(shè)備又分為承壓設(shè)備和非承壓設(shè)備。

本文以硼回收系統(tǒng)加熱器為例，幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。其殼程寬度為1000mm、高度3065mm；殼程、管程均為蒸汽—水氣液兩相流。

圖1 熱交換器示意圖Fig.1 Sketch of Heat Exchanger

1.2 兩相流流致振動

氣液兩相流是指在同一流動體系中，同時存在氣相和液相兩種流動介質(zhì)的流動現(xiàn)象。兩相流體誘發(fā)的核承壓熱交換器振動是近年來的研究熱點。

流致振動是指浸沒于流體中或包容流體的結(jié)構(gòu)被流體流動產(chǎn)生的激振力所誘發(fā)的結(jié)構(gòu)振動?；谖：Τ潭?，學(xué)者對換熱器內(nèi)流體誘發(fā)振動的研究主要都是基于橫向流進(jìn)行[12-13]。目前學(xué)術(shù)界比較認(rèn)同的流致振動機理有流體彈性不穩(wěn)定、卡門旋渦脫落、紊流抖振和聲共振[14]。振動破壞的具體形式一般有碰撞損傷、折流板損傷、管板連接處失效、磨損腐蝕失效、材料缺陷擴展以及聲振動。管束結(jié)構(gòu)熱交換器流致振動類型如圖2所示。

圖2 管束結(jié)構(gòu)流致振動類型Fig.2 Classification of Pipe Bundle Flow-Induced Vibration

熱交換器管束振幅隨流體掠過管束流速的變化響應(yīng)[15]如圖3所示。

圖3 管束振幅隨流速變化響應(yīng)圖Fig.3 Relationship between Pipe Bundle Amplitude and Flow Velocity

2 計算模型

2.1 計算公式

2.1.1 最低固有頻率fn

熱交換器的固有頻率是影響流致振動的重要參數(shù)，傳熱管的固有頻率fn[11]可由下式計算得出：

(1)

式中：fn為傳熱管的固有頻率，Hz；A為軸向應(yīng)力系數(shù)；C為管跨幾何形狀系數(shù)，取決于邊界條件；l1為最大無支撐管長，m；E為傳熱管材料的彈性模量，N/m2；I為管子橫截面慣性矩，m4；ωO為單位長管子的有效質(zhì)量，kg/m。

2.1.2 橫流速度V

橫掠熱交換器的橫流速度V[11]可由下式計算得出：

(2)

式中：V為橫流速度，m/s；Q0為殼程蒸汽流量，kg/h；bmin為換熱管之間總間隙量，m；l2為折流板間距，m；ρo為流體密度，kg/m3。

2.1.3 臨界橫流速度Vc

流體彈性不穩(wěn)定對換熱管破壞最嚴(yán)重，當(dāng)管間橫流流速增大并接近臨界流速時將引發(fā)管束振動。臨界流速Vc[11]由下式計算：

(3)

式中：Vc為臨界流速，m/s；D為臨界流速系數(shù)；fn為直管的一階固有頻率，Hz；d0為管子外徑，為m。

2.1.4 卡門旋渦頻率fs

卡門旋渦脫落通常是繼流體彈性不穩(wěn)定性之后引發(fā)管束振動的第二重要因素，其頻率與換熱管固有頻率達(dá)到共振時產(chǎn)生較強烈的管束振動?？ㄩT旋渦頻率fs[11]計算式為：

(4)

式中：fs為旋渦脫落頻率，Hz；S為斯特哈羅數(shù)；V為橫流速度，m/s；d0為管子外徑，為m。

2.1.5 紊流抖振頻率ft

紊流脈動的頻率范圍比較大，但幾乎不會導(dǎo)致大范圍強烈的振動響應(yīng)。管束紊流抖振頻率ft[11]表達(dá)式如下：

(5)

(6)

式中：ft為紊流抖振頻率，Hz；Pt為橫向管心距，m；P1為縱向管心距，m；V為橫流速度，m/s；d0為管子外徑，m。

2.2 分析判據(jù)

熱交換器橫流速度、固有頻率、卡門旋渦脫落頻率以及紊流抖振頻率為分析管束流致振動的主要影響因素。在橫流影響下，管束流致振動分析判據(jù)如表1所示。

表1 管束流致振動分析判據(jù)Table 1 Criteria on Flow-Induced Vibration Analysis of Pipe Bundles

由表1可知，管束流致振動分析包括兩部分：比較熱交換器橫流流速V和殼程流體臨界流速Vc：當(dāng)V≥0.8Vc時，必須防止流體彈性失穩(wěn)的發(fā)生；計算傳熱管固有頻率fn并與預(yù)期的卡門旋渦fs和紊流抖振頻率ft相比較：當(dāng)fs≥0.5fn或ft≥0.5fn時，發(fā)生卡門旋渦振動或者紊流抖振可能性比較大。

2.3 求解方法

對圖1所示熱交換器殼程幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行ANSYS網(wǎng)格劃分，整體及局部網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 熱交換器網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh Sketch of Heat Exchanger

采用整體劃分網(wǎng)格的方法共生成All Tri網(wǎng)格382 453個，落在網(wǎng)格質(zhì)量參數(shù)0.8～1間的網(wǎng)格數(shù)量達(dá)90%以上，網(wǎng)格質(zhì)量很高。采用SIMPLE算法求解離散方程，運用能量方程，湍流模型使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型的湍流基本方程組。

計算軟件Aspen Exchanger Design & Rating是美國 Aspen Tech公司推出的一款傳熱計算工程軟件，可為用戶提供多樣的管殼式熱交換器設(shè)計，以計算準(zhǔn)確性和工程實用性而聞名。

2.4 求解條件

穩(wěn)態(tài)運行工況下，加熱器殼程入口飽和蒸汽質(zhì)量流量為4324kg/h，飽和蒸汽溫度為138℃，殼側(cè)壓力為0.25MPa(g)?；谶@些工藝參數(shù)，可進(jìn)行ANSYS數(shù)值模擬計算。

為了得到流致振動與流量(流速)、換熱管直徑、換熱管壁厚、跨距、換熱管排列等的關(guān)系，可使用Aspen軟件進(jìn)行計算，通過改變加熱器的運行參數(shù)或者設(shè)計結(jié)構(gòu)，來獲得相應(yīng)比較結(jié)果。

3 結(jié)果分析

3.1 流速分布穩(wěn)態(tài)特征

基于給定的求解條件，對圖1所示的熱交換器進(jìn)行數(shù)值模擬，達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，殼程的流速分布如圖5所示。

由圖5可知：在整個熱交換器殼程流體流動中，流體運動十分復(fù)雜，各流路流體的流速和方向不斷地發(fā)生不規(guī)則的變化；在入口、出口以及折流板缺口處速度較大；在入口處以及折流板缺口拐角處，由于流動慣性與離心力的影響，漩渦流現(xiàn)象較明顯。

熱交換器殼程截面流速云圖

圖5 熱交換器殼程截面流速分布Fig.5 Flow velocity distribution of Heat Exchanger

3.2 殼程流量(流速)與流致振動的關(guān)系

3.2.1 殼程流量與管間流速的關(guān)系

設(shè)計結(jié)構(gòu)保持不變，入口流量不斷增大時，折流板重疊區(qū)管束間橫流速度、臨界橫流速度和流量大小的關(guān)系如圖6所示。

由圖6可知：隨著入口流量的增加，折流板重疊區(qū)管束間的橫流速度V明顯變大；而臨界橫流速度Vc基本變化不大；且當(dāng)流量較大時，橫流速度V會更加接近甚至超過臨界橫流速度Vc，此時易發(fā)生流體彈性不穩(wěn)定性。

3.2.2 橫流速度與振動頻率的關(guān)系

設(shè)計結(jié)構(gòu)保持不變，固有頻率、卡門旋渦頻率、紊流抖振頻率和橫流速度的關(guān)系如圖7所示。

圖6 流量和橫流速度、臨界橫流速度關(guān)系圖Fig.6 Relationship between Crossflow velocity、Critical flow velocity and Flowrate

圖7 橫流速度與振動頻率關(guān)系圖Fig.7 Relationship between Vibration frequency and Crossflow velocity

由圖7可知：隨著橫流速度的變大，卡門旋渦頻率fs、紊流抖振頻率ft會不斷增大；而熱交換器固有頻率fn保持不變；且當(dāng)橫流速度趨近某一值時，卡門旋渦頻率fs、紊流抖振頻率ft會與固有頻率fn吻合，造成共振，此時易發(fā)生管束流致振動。

3.3 結(jié)構(gòu)設(shè)計與流致振動的關(guān)系

3.3.1 傳熱管直徑

在壁厚保持不變的情況下，換熱管固有頻率和其直徑大小關(guān)系如圖8所示。

圖8 換熱管直徑和固有頻率關(guān)系圖Fig.8 Relationship between Natural frequency and Tube diameter

由圖8可知：換熱管直徑越大，其固有頻率越高；因管徑大，其慣性矩便大，對于一定長度的管子來說，有效地增加了剛性。但增大管徑，管外側(cè)間隙會減小，導(dǎo)致橫流速度V的增大，易造成流致振動，故需綜合考慮。

3.3.2 管壁厚度

在直徑不變的情況下，換熱管固有頻率和其壁厚大小關(guān)系如圖9所示。

圖9 換熱管壁厚和固有頻率關(guān)系圖Fig.9 Relationship between Natural frequency and Tube wall thickness

由圖9可知：換熱管壁厚和其固有頻率非單純線性關(guān)系，換熱管壁厚取某一值時，其固有頻率達(dá)到最高。在設(shè)計選定換熱管壁厚時，固有頻率和傳熱應(yīng)結(jié)合考慮。

3.3.3 無支撐跨距

換熱管固有頻率和其無支撐跨距關(guān)系如圖10所示。

圖10 換熱管無支撐跨距和固有頻率關(guān)系圖Fig.10 Relationship between Natural frequency and Unsupported tube span

由圖10可知：當(dāng)換熱管無支撐跨距較大時，換熱管固有頻率就會較低，此區(qū)域易發(fā)生流致振動；無支撐跨距變化對固有頻率有直接影響，無支撐跨距是影響管束流致振動較大的因素。

3.3.4 換熱管排列形式

熱交換器換熱管排列形式如圖11所示。

圖11 換熱管排列形式Fig.11 Standard tube patterns(a) 正三角形排列(30°)；(b) 轉(zhuǎn)角正三角形排列(60°)；(c) 正方形排列(90°)；(d) 轉(zhuǎn)角正方形排列(45°)

流量保持不變的情況下，管束橫流速度、臨界橫流速度和換熱管排列角度關(guān)系如圖12所示。

圖12 換熱管排列角度和橫流速度、臨界橫流速度關(guān)系圖Fig.12 Relationship between Crossflow velocity、Critical flow velocity and Tube patterns

由圖12可知：隨著換熱管排列角度的變化增大，管束橫流速度V基本保持不變，而可承受的臨界橫流速度Vc伴隨變小；四種排列形式中，正方形排列(90°)最易發(fā)生流致振動。

3.3.5 防沖擋板

進(jìn)口接管正對的管子和防沖擋板承受的局部流體速度高于管束的其他部分。當(dāng)殼程入口管流體的ρv2值在下列數(shù)值[10-11]范圍時，應(yīng)該在殼程進(jìn)口管處設(shè)置防沖板來保護管束免受流體的沖擊。

(1) 非腐蝕性的單相流體，ρv2>2230kg/(m·s2)。

(2) 其他液體，包括沸點下的液體，ρv2>740 kg/(m·s2)。

(3) 有腐蝕或者腐蝕的氣體，蒸汽及氣液混合物，應(yīng)設(shè)置防沖擋板。

4 結(jié)論

(1) 流致振動的發(fā)生機理-流體彈性不穩(wěn)定、卡門旋渦脫落、紊流抖振。熱交換器橫流速度、臨界橫流速度、固有頻率、卡門旋渦脫落頻率以及紊流抖振頻率為管束流致振動的主要影響因素。

(2) 熱交換器最易發(fā)生流致振動導(dǎo)致的部位包括：入口區(qū)域、出口區(qū)域、折流板缺口區(qū)域以及無支撐跨距大管束。

(3) 對于熱交換器管束的強烈振動應(yīng)采取必要的防振措施，抗振的根本途徑是優(yōu)化設(shè)計降低管間流速、提高換熱管束固有頻率。

(4) 針對于核承壓熱交換器，應(yīng)關(guān)注以下方面：① 應(yīng)運行在安全的流量范圍內(nèi)；② 殼程入口處換熱管優(yōu)化布置；③ 殼程入口設(shè)置防沖擋板；④ 無支撐跨距應(yīng)盡可能?。虎?保證傳熱管和管板之間焊接、脹接質(zhì)量；⑥ 換熱管束采用正三角形排列；⑦ 換熱管直徑、壁厚綜合考慮。

上述結(jié)論為后續(xù)核承壓熱交換器預(yù)防流致振動的設(shè)計、改進(jìn)提供了一定的參考。此外，還應(yīng)兼顧換熱效率、強度等其他性能指標(biāo)來綜合考慮優(yōu)化。

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StudyonTwoPhasesFlowFlow-InducedVibrationofNuclearPressureRetainingHeatExchanger

SUZi-wei，LIYun-hua，QINWei，WANGYan

(China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd. Nuclear Equipment Division，Beijing 100840，China)

In order to ensure the safety of nuclear pressure retaining heat exchanger，the analysis for two phases flow flow-induced vibration of nuclear pressure retaining heat exchanger and control measures was presented by using computational fluid dynamics(CFD)and software calculation method. The results show that based on the theory of flow-induced vibration，crossflow velocity，natural frequency，vortex shedding frequency and turbulent buffeting frequency should be the key factors. Based on the formula，flow rate，tube diameter，tube wall thickness and pipe bundles layout have direct effects on flow-induced vibration，Unsupported tube span is the biggest factor influence flow-induced vibration. The most serious area of flow-induced vibration exists in inlet area，outlet area，baffle cut area and large unsupported tube span area. In the design，flow rate，tube diameter，tube wall thickness，unsupported tube span，pipe bundles layout and impingement baffle should be optimized，to reduce risk of flow-induced vibration.

Nuclear pressure retaining heat exchanger；Pipe bundles；Two phases flow；Flow-induced vibration

2016-11-29

蘇子威(1986—)，男，河北邢臺人，工程師，碩士，現(xiàn)主要從事的核電設(shè)備與工藝設(shè)計工作

TL48

A

0258-0918(2017)05-0727-08