核承压热交换器两相流流致振动现象研究

苏子威，李云华，秦 玮，王 燕

(中国核电工程有限公司 核设备所，北京 100840)

核承压热交换器两相流流致振动现象研究

苏子威，李云华，秦 玮，王 燕

(中国核电工程有限公司 核设备所，北京 100840)

为保障核承压热交换器的安全运行，采用数值模拟以及软件计算相结合的方法，对核承压热交换器两相流流致振动现象及减振措施进行了探究。研究结果表明：基于流致振动发生机理，热交换器横流速度、固有频率、卡门旋涡脱落频率以及紊流抖振频率为重点分析因素；由公式得出流量、换热管直径、换热管壁厚、管束排列等对流致振动有直接影响，无支撑跨距是影响管束流致振动较大因素；最易发生流致振动的部位包括入口区域、出口区域、折流板缺口区域以及无支撑跨距大管束；设计中，应在流量、换热管直径、壁厚、无支撑跨距、管束排列及入口防冲挡板设置等方面优化，以减小流致振动危害。

核承压热交换器；管束；两相流；流致振动

热交换器广泛用于能源、化工等行业，在现代工业设备中占有重要地位；据统计因流致振动所致的局部失效甚至整体报废的热交换器几乎占事故总数的30%[1]。核级热交换器是核电厂的主要设备，对核级热交换器的流致振动研究对于保证核电厂正常安全运行具有重大的实际意义。

到目前为止，对于热交换器流致振动的研究，学者采用了一系列的研究方法[2-5]，包括理论计算、数值模拟以及实验验证；其中对单管或单圆柱体类结构的流致振动问题[4，6-7]做了大量研究，而对于管束结构、两相流问题[8-9]则涉及较少。我国对于热交换器的设计、制造、检验有严格的要求，流体诱发振动为标准规范GB/T 151[10]规定的计算内容；美国管式换热器制造商协会TEMA标准[11]中流体诱发振动计算也占了主要篇幅。

本文采用数值模拟以及软件计算相结合的方法对核承压热交换器两相流流致振动进行了研究，对进一步加深对流致振动的认识，保障核承压热交换器安全运行有指导作用。

1 研究对象

1.1 核承压热交换器

核规范等级是对应物项的安全功能进行的等级划分，核级机械设备又分为承压设备和非承压设备。

本文以硼回收系统加热器为例，几何结构如图1所示。其壳程宽度为1000mm、高度3065mm；壳程、管程均为蒸汽—水气液两相流。

图1 热交换器示意图Fig.1 Sketch of Heat Exchanger

1.2 两相流流致振动

气液两相流是指在同一流动体系中，同时存在气相和液相两种流动介质的流动现象。两相流体诱发的核承压热交换器振动是近年来的研究热点。

流致振动是指浸没于流体中或包容流体的结构被流体流动产生的激振力所诱发的结构振动。基于危害程度，学者对换热器内流体诱发振动的研究主要都是基于横向流进行[12-13]。目前学术界比较认同的流致振动机理有流体弹性不稳定、卡门旋涡脱落、紊流抖振和声共振[14]。振动破坏的具体形式一般有碰撞损伤、折流板损伤、管板连接处失效、磨损腐蚀失效、材料缺陷扩展以及声振动。管束结构热交换器流致振动类型如图2所示。

图2 管束结构流致振动类型Fig.2 Classification of Pipe Bundle Flow-Induced Vibration

热交换器管束振幅随流体掠过管束流速的变化响应[15]如图3所示。

图3 管束振幅随流速变化响应图Fig.3 Relationship between Pipe Bundle Amplitude and Flow Velocity

2 计算模型

2.1 计算公式

2.1.1 最低固有频率fn

热交换器的固有频率是影响流致振动的重要参数，传热管的固有频率fn[11]可由下式计算得出：

(1)

式中：fn为传热管的固有频率，Hz；A为轴向应力系数；C为管跨几何形状系数，取决于边界条件；l1为最大无支撑管长，m；E为传热管材料的弹性模量，N/m2；I为管子横截面惯性矩，m4；ωO为单位长管子的有效质量，kg/m。

2.1.2 横流速度V

横掠热交换器的横流速度V[11]可由下式计算得出：

(2)

式中：V为横流速度，m/s；Q0为壳程蒸汽流量，kg/h；bmin为换热管之间总间隙量，m；l2为折流板间距，m；ρo为流体密度，kg/m3。

2.1.3 临界横流速度Vc

流体弹性不稳定对换热管破坏最严重，当管间横流流速增大并接近临界流速时将引发管束振动。临界流速Vc[11]由下式计算：

(3)

式中：Vc为临界流速，m/s；D为临界流速系数；fn为直管的一阶固有频率，Hz；d0为管子外径，为m。

2.1.4 卡门旋涡频率fs

卡门旋涡脱落通常是继流体弹性不稳定性之后引发管束振动的第二重要因素，其频率与换热管固有频率达到共振时产生较强烈的管束振动。卡门旋涡频率fs[11]计算式为：

(4)

式中：fs为旋涡脱落频率，Hz；S为斯特哈罗数；V为横流速度，m/s；d0为管子外径，为m。

2.1.5 紊流抖振频率ft

紊流脉动的频率范围比较大，但几乎不会导致大范围强烈的振动响应。管束紊流抖振频率ft[11]表达式如下：

(5)

(6)

式中：ft为紊流抖振频率，Hz；Pt为横向管心距，m；P1为纵向管心距，m；V为横流速度，m/s；d0为管子外径，m。

2.2 分析判据

热交换器横流速度、固有频率、卡门旋涡脱落频率以及紊流抖振频率为分析管束流致振动的主要影响因素。在横流影响下，管束流致振动分析判据如表1所示。

表1 管束流致振动分析判据Table 1 Criteria on Flow-Induced Vibration Analysis of Pipe Bundles

由表1可知，管束流致振动分析包括两部分：比较热交换器横流流速V和壳程流体临界流速Vc：当V≥0.8Vc时，必须防止流体弹性失稳的发生；计算传热管固有频率fn并与预期的卡门旋涡fs和紊流抖振频率ft相比较：当fs≥0.5fn或ft≥0.5fn时，发生卡门旋涡振动或者紊流抖振可能性比较大。

2.3 求解方法

对图1所示热交换器壳程几何结构进行ANSYS网格划分，整体及局部网格划分如图4所示。

图4 热交换器网格划分Fig.4 Mesh Sketch of Heat Exchanger

采用整体划分网格的方法共生成All Tri网格382 453个，落在网格质量参数0.8～1间的网格数量达90%以上，网格质量很高。采用SIMPLE算法求解离散方程，运用能量方程，湍流模型使用标准k-ε两方程模型的湍流基本方程组。

计算软件Aspen Exchanger Design & Rating是美国 Aspen Tech公司推出的一款传热计算工程软件，可为用户提供多样的管壳式热交换器设计，以计算准确性和工程实用性而闻名。

2.4 求解条件

稳态运行工况下，加热器壳程入口饱和蒸汽质量流量为4324kg/h，饱和蒸汽温度为138℃，壳侧压力为0.25MPa(g)。基于这些工艺参数，可进行ANSYS数值模拟计算。

为了得到流致振动与流量(流速)、换热管直径、换热管壁厚、跨距、换热管排列等的关系，可使用Aspen软件进行计算，通过改变加热器的运行参数或者设计结构，来获得相应比较结果。

3 结果分析

3.1 流速分布稳态特征

基于给定的求解条件，对图1所示的热交换器进行数值模拟，达到稳态后，壳程的流速分布如图5所示。

由图5可知：在整个热交换器壳程流体流动中，流体运动十分复杂，各流路流体的流速和方向不断地发生不规则的变化；在入口、出口以及折流板缺口处速度较大；在入口处以及折流板缺口拐角处，由于流动惯性与离心力的影响，漩涡流现象较明显。

热交换器壳程截面流速云图

图5 热交换器壳程截面流速分布Fig.5 Flow velocity distribution of Heat Exchanger

3.2 壳程流量(流速)与流致振动的关系

3.2.1 壳程流量与管间流速的关系

设计结构保持不变，入口流量不断增大时，折流板重叠区管束间横流速度、临界横流速度和流量大小的关系如图6所示。

由图6可知：随着入口流量的增加，折流板重叠区管束间的横流速度V明显变大；而临界横流速度Vc基本变化不大；且当流量较大时，横流速度V会更加接近甚至超过临界横流速度Vc，此时易发生流体弹性不稳定性。

3.2.2 横流速度与振动频率的关系

设计结构保持不变，固有频率、卡门旋涡频率、紊流抖振频率和横流速度的关系如图7所示。

图6 流量和横流速度、临界横流速度关系图Fig.6 Relationship between Crossflow velocity、Critical flow velocity and Flowrate

图7 横流速度与振动频率关系图Fig.7 Relationship between Vibration frequency and Crossflow velocity

由图7可知：随着横流速度的变大，卡门旋涡频率fs、紊流抖振频率ft会不断增大；而热交换器固有频率fn保持不变；且当横流速度趋近某一值时，卡门旋涡频率fs、紊流抖振频率ft会与固有频率fn吻合，造成共振，此时易发生管束流致振动。

3.3 结构设计与流致振动的关系

3.3.1 传热管直径

在壁厚保持不变的情况下，换热管固有频率和其直径大小关系如图8所示。

图8 换热管直径和固有频率关系图Fig.8 Relationship between Natural frequency and Tube diameter

由图8可知：换热管直径越大，其固有频率越高；因管径大，其惯性矩便大，对于一定长度的管子来说，有效地增加了刚性。但增大管径，管外侧间隙会减小，导致横流速度V的增大，易造成流致振动，故需综合考虑。

3.3.2 管壁厚度

在直径不变的情况下，换热管固有频率和其壁厚大小关系如图9所示。

图9 换热管壁厚和固有频率关系图Fig.9 Relationship between Natural frequency and Tube wall thickness

由图9可知：换热管壁厚和其固有频率非单纯线性关系，换热管壁厚取某一值时，其固有频率达到最高。在设计选定换热管壁厚时，固有频率和传热应结合考虑。

3.3.3 无支撑跨距

换热管固有频率和其无支撑跨距关系如图10所示。

图10 换热管无支撑跨距和固有频率关系图Fig.10 Relationship between Natural frequency and Unsupported tube span

由图10可知：当换热管无支撑跨距较大时，换热管固有频率就会较低，此区域易发生流致振动；无支撑跨距变化对固有频率有直接影响，无支撑跨距是影响管束流致振动较大的因素。

3.3.4 换热管排列形式

热交换器换热管排列形式如图11所示。

图11 换热管排列形式Fig.11 Standard tube patterns(a) 正三角形排列(30°)；(b) 转角正三角形排列(60°)；(c) 正方形排列(90°)；(d) 转角正方形排列(45°)

流量保持不变的情况下，管束横流速度、临界横流速度和换热管排列角度关系如图12所示。

图12 换热管排列角度和横流速度、临界横流速度关系图Fig.12 Relationship between Crossflow velocity、Critical flow velocity and Tube patterns

由图12可知：随着换热管排列角度的变化增大，管束横流速度V基本保持不变，而可承受的临界横流速度Vc伴随变小；四种排列形式中，正方形排列(90°)最易发生流致振动。

3.3.5 防冲挡板

进口接管正对的管子和防冲挡板承受的局部流体速度高于管束的其他部分。当壳程入口管流体的ρv2值在下列数值[10-11]范围时，应该在壳程进口管处设置防冲板来保护管束免受流体的冲击。

(1) 非腐蚀性的单相流体，ρv2>2230kg/(m·s2)。

(2) 其他液体，包括沸点下的液体，ρv2>740 kg/(m·s2)。

(3) 有腐蚀或者腐蚀的气体，蒸汽及气液混合物，应设置防冲挡板。

4 结论

(1) 流致振动的发生机理-流体弹性不稳定、卡门旋涡脱落、紊流抖振。热交换器横流速度、临界横流速度、固有频率、卡门旋涡脱落频率以及紊流抖振频率为管束流致振动的主要影响因素。

(2) 热交换器最易发生流致振动导致的部位包括：入口区域、出口区域、折流板缺口区域以及无支撑跨距大管束。

(3) 对于热交换器管束的强烈振动应采取必要的防振措施，抗振的根本途径是优化设计降低管间流速、提高换热管束固有频率。

(4) 针对于核承压热交换器，应关注以下方面：① 应运行在安全的流量范围内；② 壳程入口处换热管优化布置；③ 壳程入口设置防冲挡板；④ 无支撑跨距应尽可能小；⑤ 保证传热管和管板之间焊接、胀接质量；⑥ 换热管束采用正三角形排列；⑦ 换热管直径、壁厚综合考虑。

上述结论为后续核承压热交换器预防流致振动的设计、改进提供了一定的参考。此外，还应兼顾换热效率、强度等其他性能指标来综合考虑优化。

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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

苏子威(1986—)，男，河北邢台人，工程师，硕士，现主要从事的核电设备与工艺设计工作

TL48

A

0258-0918(2017)05-0727-08