螺旋管式换热器的流致振动研究

张强 1 王晓恒 2 任宇 3

1 沈阳亚特重型装备制造有限公司，辽宁 沈阳 110000 2 沈阳世杰电器有限公司，辽宁 沈阳 110000 3 营口港务股份有限公司，辽宁 营口 115000

摘要：经济的发展需要能源的支撑，换热器作为一种常见的能量回收和利用装备，在国民生产和生活中扮演着重要的角色，使其保持稳定高效的运转对设备安全和能源的高效利用起着重要的作用。流体诱发振动广泛存在于管壳式换热设备中,而螺旋管式换热器由于体积小、换热效率高,近年来大量应用于各类工业换热设备。基于此，本文主要对螺旋管式换热器的流致振动进行分析探讨。

关键词：螺旋管式换热器的；流致振动

前言

流体诱发振动广泛存在于众多工业领域中,特别是流体外掠换热器传热管造成传热管振动的问题。在全世界范围内,换热器传热管的破裂是核电厂运行中最为重要的安全事故之一,原因是传热管的破裂会造成放射性物质的外泄和冷却剂流失事故的发生。因此避免流致振动对于换热器的安全运行至关重要。

1、热工分析

螺旋管模型示意图如图1所示,其相应几何参数如下：外径,12.7mm；壁厚,1.85mm；螺距,270mm；螺旋直径,532mm；螺旋高度,1600mm。其中,壳侧为一次侧,运行压力为15.0MPa,冷却剂从下至上加热二次侧流体；管侧为二次侧,运行压力为2.4MPa,流体由上至下流动,并不断被一次侧冷却剂加热,由单相液体转变为气液两相流体直至出口处为过热蒸汽。

图 1 螺旋管模型示意图

在进行流弹失稳和湍流抖振分析时,均需知道螺旋管一、二次侧流体沿螺旋管方向的密度分布。然而,由于螺旋管内属于蒸汽发生器二次侧,存在从单相到两相的相变过程,传热及流动现象复杂,目前的大型商业CFD软件没有针对螺旋管内两相流动的模型。因此基于一维热工程序RELAP5开发了单根螺旋管一、二次侧流动及换热的热工水力程序。管内的换热区,按照换热特性可分为单相液体换热区、过冷沸腾换热区、饱和沸腾换热区、干涸换热区、单相气体换热区,基于不同换热区特点,对RELAP5原流动换热关系式进行了改写。上述各区域的流动和传热选择专门针对螺旋管的本构关系式。

图 2 二次侧和一次侧流体沿螺旋管长度方向的密度分布

2、流场分析

螺旋管换热器的一次侧包含了大量的传热管,且传热管的排布形式复杂,因此很难对完整的流体域进行网格划分和CFD计算。图3为螺旋管束的1∕16流体域模型,通过FLUENT软件计算稳态时该流场的速度分布。图4为出口截面流体的横向速度分布云图。从图4可看出,由于螺旋管层与层之间管束排布密集,且缺少绕丝、搅混翼等增加横向搅混的结构,因此其横向速度分布均匀。对于螺旋管式换热器,其轴向速度变化远大于横向速度变化,由于没有强烈的横向流,因此用单根螺旋管外流场来替代整个螺旋管束区域进行流场分析具有合理性。

图 3 螺旋管束 1∕16 流体域模型 图 4 出口截面横向速度云图

所以,本文对单根螺旋管的一次侧流场进行稳态CFD计算,得到其速度分布,作为计算流弹失稳和湍流抖振的输入条件。在ASMEN-1331.2的标准中,计算流弹失稳的有效速度Ve(m∕s)公式为：

其中：V(x)和ϕn(x)分别为一次侧流体沿螺旋管的速度分布和螺旋管的振型函数,x表示沿管长方向进行积分；L为螺旋管长度,m。

按照ASMEN-1331.2的说明如果在螺旋管长度方向上的流动是非均匀的,则等效均匀横向流间隙速度可定义为最大横向流速度,或式(1)的模态加权速度。但由于螺旋管的形状复杂,其振型函数表达式难以获取,故为保守起见,选择最大的横向流速度作为流弹失稳的有效速度。

根据已知的工况计算得到Re约为60000,属于湍流。边界条件为：入口速度边界,0.6m∕s；出口压力边界,15.0MPa。外流场速度最大处为流场横截面最小且靠近管壁处。因此选择该处流速作为计算流弹失稳的有效速度,这样可使流弹失稳评估更加保守。经FLUENT计算得到的最大横向流速度为1.25m∕s。

3、流致振动分析

3.1流弹失稳分析

流弹失稳的临界流速判别式最早是由Connors提出的,其表达式为：

其中：Vc为流弹失稳临界流速,m∕s；fn为管的n阶固有频率,一般取基阶固有频率；C为Connors系数,取3.3；ξ为临界阻尼比,取0.02；mt为单位管长的总质量,kg∕m,包括螺旋管质量、管内流体质量和流体附加质量；ρ为一次侧流体密度,kg∕m3；d为螺旋管外径,m。Connors系数是判断流弹失稳临界流速的重要参数。其中,C与管束排布形式、管间距等因素密切相关。Chen和Pettigrew等分析总结了大量直管管束的流弹失稳实验数据,推荐了不同管束排布方式和节径比的Connors系数值。ASMEN-1331根据直管的排布方式,推荐了C的取值。但以上推荐值均是基于直管管束的实验数据制定的。薄涵亮等对螺旋管的流弹失稳进行了实验研究,给出了推荐值C=5.46。对于单相流,通常认为C取3.0总是保守的。本文综合以上文献并保守起见,取ASMEN-1331推荐的C值3.3。

临界流速判别式的另一个重要参数是临界阻尼比ξ。ξ除与管束排布形式、管间距等因素有关外,还与支承形式和跨度有关。目前公认的单相流中管束的阻尼为：流体黏性阻尼、摩擦阻尼和压膜阻尼。但由于螺旋管相较于直管管束的支撑形式和几何结构都有很大区别,无法证明这些经验关系式在螺旋管中的有效性。因此,为保守起见,在本文的流弹失稳临界流速计算中,临界阻尼比ξ取ASMEN-1331标准中针对多跨热交换器传热管的典型设计值0.02。

根据ASMEN-1331规定当有效流速与流弹失稳临界流速的比值小于1时,认为在该流速下螺旋管不会发生流弹失稳,但核工业界为保守起见,一般将流弹失稳比定为0.75。0、1、2、4、8支承数的螺旋管在前20阶固有频率下的流弹失稳比中,当螺旋管支承数大于等于4时,其流弹失稳比远小于0.75。原因是4支承时螺旋管的前20阶固有频率远大于2支承时的前20阶固有频率,而根据流弹失稳临界流速判别式(2),流弹失稳临界流速和螺旋管的固有频率呈正比,螺旋管固有频率越大,其流弹失稳临界流速越大,流弹失稳比越小。因此在相同有效流速的情况下,螺旋管的固有频率越大,则越不可能发生流弹失稳。

3.2湍流抖振分析

Bleviens研究了流体外掠螺旋管的湍流抖振,并提出了螺旋管湍流抖振的均方根位移表达式：其中：yn,rms为n阶模态下螺旋管的均方根位移,本文取基阶模态；Vg为螺旋管间流速,取1.25m∕s；临界阻尼比ξ取0.02。经计算,各支承下湍流抖振的均方根位移与管直径的比值yn,rms∕d如下：0支承,0.2071；1支承,0.1905；2支承,0.0867；4支承,0.0010；8支承,2.1351×10-5。按照TEMA的标准,当yn,rms∕d小于0.02时,认为螺旋管不会发生湍流抖振。因此当螺旋管支承数大于等于4时,可认为螺旋管不会发生湍流抖振。

4、结语

综上,在螺旋管支承设计的过程中,应保证其支承数大于或等于4,以避免流弹失稳和湍流抖振的发生,本文为今后螺旋管式换热器的设计提供了一定的参考。

参考文献：
[1]吴金星,韩东方.高效换热器及其节能应用[M].北京:化学工业出版社,2009.09:35-87.

[2]杨刚.波纹板形状参数对换热器性能影响的数值研究[D].太原:太原理工大学,2012.