宋印璽

（上海核工程研究設(shè)計院，上?！?00233）

核電廠管殼式換熱器管束振動研究

宋印璽

（上海核工程研究設(shè)計院，上海200233）

管束流致振動是管殼式換熱器管束發(fā)生機械損壞的重要因素，已引起換熱器設(shè)計人員的高度重視。文章基于核電廠中管殼式換熱器，介紹了管束振動造成的主要損壞形式、振動區(qū)域以及引起管束振動的主要機理。給出了HTRI軟件中分析管束振動的判斷依據(jù)，并結(jié)合振動機理給出了在換熱器設(shè)計中影響管束振動的結(jié)構(gòu)參數(shù)，旨在為設(shè)計人員提供一定的參考，能在實際設(shè)計過程中采取合理的防振措施，避免管束振動的發(fā)生。

管殼式換熱器；流致振動；HTRI；防振措施

AP1000核電站是我國從美國引進的先進非能動壓水堆核電技術(shù)，屬于第三代核電技術(shù)，也是我國正在大力發(fā)展的先進核電技術(shù)，該堆型具有非能動的特點，安全性更高。AP1000核電機組中管殼式換熱器是實現(xiàn)冷熱流體間熱量傳遞的換熱設(shè)備，數(shù)量較多，設(shè)備的安全運行對核電廠運行的可靠性和經(jīng)濟性起著非常重要的作用。目前影響管殼式換熱器安全的主要因素是管束振動，管束振動是造成管殼式換熱器損壞的主要因素，近年來已經(jīng)引起換熱器設(shè)計人員的高度重視［2］。文章對核電站管殼式換熱器管束振動進行分析研究，并提出設(shè)計過程中如何避免管束振動。

1　管束振動損壞情況

管殼式換熱器殼程中的流體流路十分復(fù)雜，有管束上的橫向流、縱向流、旁路流等多股流路。管束兩端的進出口處還存在一定的滯流區(qū)。各流路中流體流速的大小和方向在不斷變化，呈不規(guī)則的非穩(wěn)定流動狀態(tài)，整個管束處于不均勻力場中，受流體流動的各種激發(fā)力影響，管束極易誘發(fā)振動損壞。目前管束振動損壞主要有以下幾種情況［4］：

1）碰撞損傷：由于管束振幅過大，導(dǎo)致管子相互碰撞，或管子碰撞容器壁導(dǎo)致的破壞。

2）折流板損傷：為便于制造，折流板管孔與管外徑存在裝配間隙，當(dāng)流體作用力大時，管子與折流板管孔發(fā)生碰擊，超過一定時間就引起管子開裂損壞。

3）管板的夾緊影響：管子與管板采用焊接或脹接連接，受管板對管子夾緊的影響，緊挨管板一跨的管子固有頻率增高。然而由于管子的橫向變形所引起的應(yīng)力在管子伸出管板的根部也是最大的，使得管子有斷裂的可能。

4）材料缺陷擴展：當(dāng)管子本身材料存在缺陷時，或者由于腐蝕和磨損產(chǎn)生了裂紋等缺陷時，由振動產(chǎn)生的低應(yīng)力脈動會使缺陷擴展并使管子破壞。

5）聲振動：聲振動是由氣柱振蕩產(chǎn)生的，當(dāng)這種振蕩產(chǎn)生的音波頻率與管子固有頻率產(chǎn)生共鳴時，將會給管子帶來可能的破壞。

2　管束振動的主要區(qū)域

管殼式換熱器發(fā)生振動的主要區(qū)域如下［4］：

1）U形彎管區(qū)域：由于U形彎管部分的固有頻率低，容易產(chǎn)生振動。

2）進出口區(qū)域：換熱器進出口區(qū)域流速較高，高速流體沖擊會導(dǎo)致流動。

3）管板區(qū)：由于接管影響，管板到第一塊支撐板跨距較大，導(dǎo)致此處管子固有頻率較低，使得該處容易發(fā)生振動。

4）折流板缺口區(qū)：折流板缺口處的管子無支撐跨距是折流板間距的一倍，導(dǎo)致管子固有頻率較低，使得該處容易發(fā)生振動。

3　管束振動的機理

管殼式換熱器管束振動主要是由殼程流體橫向流動產(chǎn)生的動態(tài)力引起的，縱向流一般引起振動的可能性很小。GB151以及TEMA中都對管束流致振動做了詳細說明，認為引起管束振動的原因主要有卡門漩渦、湍流抖動、流體彈性不穩(wěn)定、聲共振。由于核電換熱器大多是水水換熱，不存在聲共振情況，故文章不作介紹［1］。

3.1卡門漩渦

當(dāng)流體高速橫向流過傳熱管時，在管后尾流中產(chǎn)生一個周期性反對稱漩渦脫流尾流，即為卡門漩渦，卡門漩渦交替性脫落，產(chǎn)生周期性的升力和阻力，導(dǎo)致管子振動（見圖1）。

圖1　卡門漩渦示意圖Fig.1　Schematic of vortex shedding

卡門漩渦頻率計算公式如式（1）表示：

式中：S為斯特羅哈爾數(shù)，無因次，與管束布置有關(guān)（見圖2）；V為流體橫流速度，m/s； d0為管外徑，m。

圖2　斯特羅哈爾數(shù)與管束布置關(guān)系圖［5］Fig.2　Strouhal number and bundle layout［5］

圖3　流體彈性不穩(wěn)定系數(shù)與管束布置關(guān)系圖［5］Fig.3　Fluid elastic instability and bundle layout［5］

3.2湍流抖動

湍流抖動在工程中是無法避免的，流體在管束區(qū)流動都會產(chǎn)生一定的湍流，當(dāng)湍流脈動頻率與管子固有頻率相同時會誘發(fā)管束振動，具有一定的隨機性，不是導(dǎo)致管束破壞的主要因素，其脈動頻率如式（2）表示：

式中：L為傳熱管縱向管中心距；T為傳熱管橫向管中心距。

3.3流體彈性不穩(wěn)定

流體彈性不穩(wěn)定是流動流體與管子振動耦合后的自激勵振動現(xiàn)象。當(dāng)流體流動速度達到某值時，流體的彈性力對管系統(tǒng)所做的功就大于管系阻尼所消耗的功，管的響應(yīng)振幅突然增大，而且不可收斂，以致管束發(fā)生碰撞而破壞。流體彈性不穩(wěn)定是引起管束振動的主要原因，發(fā)生流體彈性不穩(wěn)定現(xiàn)象的最小流速為臨界流速，其計算公式如式（3）表示：

式中：sβ為流體彈性不穩(wěn)定系數(shù)，與管束布置有關(guān)（見圖3）；f為換熱管固有頻率，Hz；Me為換熱管單位長度有效質(zhì)量，kg/m；0δ為換熱管對數(shù)衰減數(shù)；ρ為殼側(cè)流體密度，kg/m3。

其中，換熱管固有頻率為式（4）：

式中：C為固有頻率計算常數(shù)，無因次；E為換熱管彈性模量，Pa；di為換熱管內(nèi)徑，m；L為跨換熱管長度，m。

4　防振判據(jù)分析

管束振動的機理可以作為判斷管束是否發(fā)生振動的判斷依據(jù)，但計算量較大，且AP1000核電站中明確要求換熱器的設(shè)計需出具HTRI熱工水力分析報告。因此，文章借助HTRI軟件的Xist模塊進行管束流致振動判斷。

HTRI軟件Xist模塊主要依據(jù)TEMA標準，通過上述管束振動機理計算對發(fā)生管束流致振動的可能性進行判斷分析，主要體現(xiàn)以下幾方面：換熱管最大無支撐跨距；管束區(qū)平均橫流速度；折流板切口邊緣橫流速度；殼側(cè)進出口處流速；卡門漩渦頻率；管束橫向/縱向振幅；湍流脈動頻率；管束湍流脈動振幅；臨界流速和管固有頻率等［5］。

5　設(shè)計過程中的防振措施

通過管束振動機理以及判斷依據(jù)的分析，當(dāng)HTRI軟件對管束流致振動報警時，可以根據(jù)上述分析采取針對性措施，主要措施有：降低殼側(cè)流體橫流速度；提高臨界流速；降低進出口流體流速；提高管子的固有頻率；更改殼程流體流向為縱向流等。

影響上述參數(shù)主要包括以下結(jié)構(gòu)因素：

1）管子直徑：對一定長度的管子來說，管徑越大，其慣性矩越大，增大管徑可以增加管子剛性。

2）管束排列方式：相同條件下，管束排布方式不同，臨界流速不同。

3）管間距：增大管間距和管徑比值，既可以增大一跨距內(nèi)的管束剛性，減少管子碰撞的概率，還可以降低管束區(qū)橫向流速。

4）無支撐跨距：無支撐跨距越小，管固有頻率越高，減小跨距是減小振動最有效的措施，但減小跨距也會相應(yīng)地提高流體橫向流速。

5）進出口區(qū)：進出口區(qū)域流體的局部流速會增高，應(yīng)盡量減小該區(qū)的流速，增加防沖裝置及支撐裝置。

6）U形管彎管區(qū)：隨著設(shè)備尺寸的增大，U形管彎管區(qū)跨度增加，固有頻率較低，容易誘發(fā)振動，可考慮增加相應(yīng)支撐。

7）管子材料和厚度：當(dāng)可能存在管束流致振動的時候，可選擇材料剛性較好的管或者增加壁厚。

8）折流板管孔尺寸及厚度：增加折流板厚度，減小管孔與管壁間隙，可以抑制振動。

9）折流板類型：雙弓折流板代替單弓折流板可以有效降低流體橫向流速，采用NTIW折流板可以增加管束剛度，采用縱向支撐裝置可以使流體縱向沖刷管束，這些都可以避免振動的發(fā)生。

6　結(jié)論

管束流致振動是管殼式換熱器出現(xiàn)機械損壞的重要因素，核電站中管殼式換熱器管束流致振動機理主要有流體彈性不穩(wěn)定、卡門漩渦及湍流抖動，其中流體彈性不穩(wěn)定是造成換熱管振動失效的主要因素。文章介紹了HTRI軟件分析判斷管束振動的方法依據(jù)以及在設(shè)計過程中影響管束振動的結(jié)構(gòu)參數(shù)，將其運用于工程實踐，在設(shè)計過程中采取合理有效的防振措施，可以有效降低管殼式換熱器管束振動破壞的概率，為核級管殼式換熱器管束防振設(shè)計提供一定的指導(dǎo)意義。

［1］ GB 151-1999 管殼式換熱器［S］.（GB 151-1999 Tube and Shell Heat Exchanger［S］.）

［2］ 程林. 換熱器內(nèi)流體誘導(dǎo)振動［M］. 北京：科學(xué)出版社， 2001.（CHENG Lin. Fluid-induced Vibration within the Heat Exchanger［M］. Beijing： Science Press， 2001.）

［3］ 邱金榮，龔自力，等. 核級換熱器流致振動及防振措施研究［J］. 中國核科學(xué)技術(shù)進展報告（第一卷），2009，11.（QIU Jin-rong， GONG Zi-li， et. al. Study on Flow-induced Vibration and Counter Measures for Nuclear-class Heat Exchanger［J］. Report on Nuclear Science and Technology Progress in China （Vol. 1）， Nov. 2009.）

［4］ Standards of the tubular exchanger manufacturers association［S］， TEMA-9th，2007.

［5］ DESIGN MANUAL［CP］，Heat Transfer Research Inc，2013，03.

Study and Design about Flow-induced Vibration of Shell and Tube Exchanger

SONG Yin-xi
（Shanghai Nuclear Engineering Research & Design Institute，Shanghai200233，China）

Tube vibration is an important reason for tube failure of shell and tube exchanger， and it has aroused attention from designers. Based on the exchanger in nuclear power plant， this paper introduces the tube damage type， vibration region and vibration mechanism caused by flow-induced vibration. And how to judge tube vibration in the HTRI and the structural parameters which could influence on vibration are presented. It aims to provide reference for designers， and avoid the tube vibration with suitable anti-vibration measures.

shell and tube exchanger；flow-induced vibration；HTRI；anti-vibration

TM623Article character：AArticle ID：1674-1617（2015）02-0147-04

TM623

A

1674-1617（2015）02-0147-04

2015-03-27

宋印璽（1983—），男，河北滄州人，工程師，碩士，從事?lián)Q熱器研發(fā)設(shè)計工作。