管殼式換熱器流體流動誘發(fā)振動教案

1、第7章管殼式換熱器流體流動誘發(fā)振動1流動誘發(fā)振動基本原理管殼式換熱器(STHE)流動誘發(fā)振動(FIV)很久以前就打道了。在管束中橫向流流速下的影響，換熱器管子會有出現(xiàn)振動的趨向。如果振動振幅達到足夠大，則可能會為某一種或更多幾種激振機理所破壞:(1)由于折流支承板間跨中反復(fù)的震蕩而管壁減?。?2)在管子界面和折流板處碰擦而磨損；(3)由于高的磨損率而造成疲勞或腐蝕疲勞。管子疲勞導(dǎo)致工廠停工，修理耗費c這在核T業(yè)加熱換熱中是非常嚴重的，因而保證現(xiàn)代管充式換熱器避免在一切操作條件下出現(xiàn)流動誘發(fā)振動是十分重要的。以往，換熱器設(shè)計是很保守的，如今用計算機程序可成功地設(shè)計一有效而第湊的換熱器$較高的熱力

2、性能和低的污垢度通常需要高的流速(盡管少的折流板可減小壓降)。高的流速和減少結(jié)構(gòu)支承可導(dǎo)致嚴重的流動誘發(fā)振動問題。除此之外，一些換熱器的新型材料以及沒有充分考慮結(jié)構(gòu)動力效應(yīng)的設(shè)計過程，也會導(dǎo)致更多的流動誘發(fā)振動問題。許多這些問題就導(dǎo)致了管子的疲勞破壞。為此，在完成換熱器熱力設(shè)計后，詳細地進行流動誘發(fā)振動分析以避免換熱器的破壞是十分重要的，流動誘發(fā)振動現(xiàn)象和振動機理響應(yīng)早在2530年以前就已經(jīng)有很多的研究了，結(jié)果是發(fā)表了大班的文獻，以力由建立防止流動誘發(fā)振動的指則。由于在換熱器的應(yīng)用中流體振動的明顯存在，這一主題已陸續(xù)引起人們的注意。因為在一些過程工業(yè)中，有60%那么多的換熱器都是管殼式的c本章

3、介紹了引起流動誘發(fā)振動(FIV)的機理和其計算，許用準則和防止振動的設(shè)計準則，TEMA標準和ASME規(guī)范第四篇中也包括了這些設(shè)計準則。1.1 流動誘發(fā)振動三種基本情況要激發(fā)起換熱管振動，必然對管子供給以激振能，殼程流體流動就是誘發(fā)和維持管子振動的激振能源.換熱管是換熱器中的細長彈性元件，殼程流體流動破壞了他們的平衡位置,并遭受振動運動。管子振動表明了管子離開其平衡位置作周期性運動。增加殼程橫流速度，管子運動可以有以下三種情況：(1)在低橫流速度下，管子以低振幅隨機運動。(2)當橫流速度增加，管子會在擋板孔內(nèi)發(fā)生咔噠咔噠地摩擦聲響。(3)當橫流速度超過某一值，管子就發(fā)生高振幅運動(振動)。當管子

4、固有頻率與激振頻率相接近時，發(fā)生振動響應(yīng)。管子與剛性結(jié)構(gòu)間例如折流支承板的相對運動有可能引起管子的撞擊磨損。1.2 管子破壞最可能的區(qū)段盡最管子在換熱器中任何地方都可產(chǎn)生破壞，但最容易引起流動詼發(fā)振動的區(qū)域是流動高速區(qū)，諸如：(1)管束中兩塊折流支承板間最大的末支承的中間跨；(2)管束周邊區(qū)的在弓形折流板缺口區(qū)的那些管子；(3) U型管束U型彎頭區(qū)；(4)位于進【I接管之下的管子；(5)位于管束旁流面積和管程分程隔板流道內(nèi)的管子；(6)在管子與換熱器結(jié)構(gòu)部件有相對運動的區(qū)段界面,諸如包括管子與折流板界面和管子與管板界面。1.3 破壞機理引起管子破壞的主要破壞機理是：1)碰撞解損(管子與管子，管

5、子與折流支承板)；(2)管子與折流支承板界面，由于管子在支承板管孔間碰撞和碳滑動而磨損破壞；(3)撞擊與磨損的聯(lián)合作用下的破壞。1.4 流動誘發(fā)振動機理、流動誘發(fā)振動響應(yīng)的激振機理通常為：(1)旋渦分離或流動的周期性；(2)湍流振動；(3)流體彈性的穩(wěn)定性FEI(FluidE展ticityInstability);(4)聲振動晌應(yīng)。旋渦分離、湍流抖振和聲激振動是振動響應(yīng)現(xiàn)象，當激振頻率與管子頻率同步就產(chǎn)生振動響應(yīng)。流體彈性不稔定的發(fā)生，是管子在殼程流體橫流達到臨界流速或速度閾，而導(dǎo)致管子振動響應(yīng)振幅足夠的大，造成與相鄰的管子的碰撞而破壞。在流體橫流速低于流體彈性不穩(wěn)定臨界速度之下時，不會發(fā)生流

6、體彈性不穩(wěn)定振動現(xiàn)象；當流體輸入到管子質(zhì)量阻尼系統(tǒng)的能量超過阻尼系統(tǒng)消耗的能最時，就達到了不稔定性振動狀態(tài)，這實際是流速達到或超過了臨界速度。1.5 換熱管振動響應(yīng)曲線圖1-7表示了管子由于在管束中流動誘發(fā)振動三個激振機理的振動響應(yīng)，即旋渦分離.湍流抖振和流體彈性不穩(wěn)定。其中的每一種激振，表明它們自己只是在流動參數(shù)一定的既定范圍內(nèi),然而湍流抖振則還是在操作的流動參數(shù)的整個范圍內(nèi)的。圖17流動誘發(fā)振動管子振動響應(yīng)(a)理想播流速度u與位移關(guān)系圖；(b)鋁管在水橫流下,管子節(jié)距比1.5轉(zhuǎn)置正方排列管束的振動響應(yīng)技譜1.6 橫流下管束動力行為流體在彈性管管束中流動.會林致流體動力效應(yīng)或流體振動(聲振

7、動)和流動結(jié)構(gòu)偶聯(lián)0這些效應(yīng)引起流體動力作用和流體結(jié)構(gòu)偶聯(lián)作用力。圓柱束在增長的橫流速度()下的動力行為有三種不同現(xiàn)象；如下所求：(1)低流速下圓管或(圓柱體)對湍流抖振的基本響應(yīng)；隨著流速的增加，管子(圓柱體)振動振幅的增加，均為流速”的平方關(guān)系(公)。(2)在較高的流速下，會引起不同類型的振動響應(yīng)條件，諸如旋渦分離、湍流抖振和氣柱聲振動(3)當管子在管束內(nèi)由于流體的作用在其平衡位置作彈性位移時引起的與運動有關(guān)的流體力。1.7 流體動力作用力引起流動誘發(fā)振動(FIV)的流體動力作用力主要有以下三類：(1)由于壓力場的湍流波動產(chǎn)生的力；(2)管子后面形成馮仔第(VonKarman)渦街的周期性

8、旋滉分離作用力；(3)當管子在管束內(nèi)由于流體的作用在其平衡位比作彈性位移時引起的與運動有關(guān)的流體力。2流體介質(zhì)與流動誘發(fā)振動機理，旋渦分離對于流動誘發(fā)的各種不同激振機理，只有流體彈性不穩(wěn)定性才是主要涉及到所有各種流體介質(zhì)，而其他的激振機理在某些流體介質(zhì)中則是不政要的Q例如，湍流抖振因為氣體的位度低，不會導(dǎo)致非常高的流體動力作用力，故其在氣體介質(zhì)流動中不會是主要的了。因此，流動振動設(shè)計主要是要限制聲共振和流體彈性不穩(wěn)定性(FED這兩個方面。表L7.l表示了換熱器管束每一種流體介質(zhì)對流動誘發(fā)振動的重要性界限。«1-7-1橫流流動激振機理與流體介質(zhì)關(guān)系流動情況旋渦分離滿流抖振流體彈性不穩(wěn)定

9、性聲共振液流中可能度生可能發(fā)生重要氣流中不能發(fā)生可能發(fā)生重要重要兩相流中不可能發(fā)生不重要重要不大可能2.1管束斯脫拉哈數(shù)計算管束斯脫拉哈數(shù)Su(StuohalNumber)可由陳氏斯托拉哈數(shù)(圖172),也可由FitzHugh圖來確定,這些圖都是描繪成S與管節(jié)距的關(guān)系另外，也可以從Zukauskas或Zukauskas與Katinas以及Weaver等關(guān)系式來計算確定a下面將列出Weaver等人的關(guān)系式，Blevins公布了Fitz.Hugh困，而TEMA則公布了陳氏圖。圖1-72Y.N.陳氏斯脫拉哈數(shù)圖(a)直排管束；(b)錯排管束(取自管式換熱交換器制造協(xié)會TEMA,1988)Weaver

10、et.al關(guān)系式，不同管束排列布置的S”數(shù)表達式，Weaverct.al給出如下：s“=&，町布置s“二T7i%,60,布置S=；,90和45°布置Zxp式中人換熱管節(jié)徑比，P/D;P管節(jié)距；D管外徑。角度布置系對如圖17-3那樣上游來流速度方向而言。圖1-73管子排列示圖(a)90.正方排列；(b)45轉(zhuǎn)盤正方排列；(c)平行(轉(zhuǎn)置)三角形(6(f)推列；(d)正三角形(30)排列1.1避免產(chǎn)生旋渦分離共振準則避免產(chǎn)生旋渦分尚共振的準則Pettigrew和Gorman準則。他們采用對比頻率4D4,這一參數(shù)，當對比頻率££>2S時不會發(fā)生旋渦分尚共振

11、。uAu-Yang準則：該準則規(guī)定必須是對比頻率華<0.25時才不會發(fā)生旋渦分離共振。Au-Yang等準則避免殼程管束中第1,2,3推管不產(chǎn)生旋渦分離鎖定(lock-in)的準則必須是：(1)對于基本振型(振型數(shù)=1),如對比速度滿足以下條件：n=l則升力方向和阻力方向的旋渦與分離“鎖定”均可避免。(2)對任何一既定振型，如果對比阻尼Cn足夠大，仁>64則該振型的鎖定被抑止。(3)對任一既定振型對比速度小><3.3以及對比阻尼Cn>l.2,則升力方向鎖定可以避免，且阻力方向鎖定被抑止。對比阻尼?？诘挠嬎悖?4Mn虞=7T%嗎完(工)業(yè)式中M一振動模態(tài)(model)

12、質(zhì)量,穌(“)d”；Lc存在旋渦分離的換熱管管長；節(jié)徑比圖L74附加質(zhì)量系數(shù)Cm一三角形節(jié)距試臉值；口正方形節(jié)距試驗值)振理形狀系數(shù)(m«xlclshape);沿管軸在距離工處換熱管單位長度質(zhì)量9當Mn=(#)=m時故得：仁=嚕產(chǎn)以上計算準則已包含在ASME規(guī)范第四菽中上述方程中包括換熱管固有頻率力“單位管長有效質(zhì)量加以及臨界阻尼比八。而換熱管有效質(zhì)比則是結(jié)構(gòu)質(zhì)量(管子本身質(zhì)量)利,，由于為振動的管子所彌散的殼程流體隨管子一起振動的附加質(zhì)量mr>以及單位管長管內(nèi)流體質(zhì)域”這三者質(zhì)量之總和。即m="。+m1卜加1加式中Pi、Ps和外分別為管內(nèi)流體、殼程流體和換熱管管材的

13、密度；Cm為附加質(zhì)量系數(shù)(圖1-7-4)。(，Cm以及臨界阻尼比第將在本節(jié)最后討論。2.3單相流下附加質(zhì)量系數(shù)Cm的確定附加質(zhì)量系數(shù)Cm可由Blevins分析法或Morettietal.的試驗數(shù)據(jù)基礎(chǔ)來確定°(1) Blevins關(guān)聯(lián)式Blevins給出了分析模型用以確定單相流下周圍為剛性管的某一根單柔性管的附加質(zhì)Q系數(shù)Cm,如圖I-7.5所示0這對于全部是柔性管的更為復(fù)雜的情況卜只是近似的。附加質(zhì)或系數(shù)Cm的表達式為：二仙/。)2+1%一(DJD)2-1式中Dc/O=(l+0.5/>/D)z>/D；De管束當量直徑，系表示了周圍管的限制。(2) Morettietal.

14、試驗數(shù)據(jù)cup ob(a) Blevins 模型重8 §S8(b) Morretti 模型Moretrietal.試驗數(shù)據(jù)對如圖175那樣，周圍為剛性固定管子的正方排列管束或六角形借排管束下的一單根柔性管(節(jié)往比為1.251.5,如圖174所示)試驗結(jié)果,其Cm值試驗結(jié)果的節(jié)徑比列于表1-7.2所示o圖L74包括進了TEMA標準中，用于確定附加質(zhì)電系數(shù)。圖L75用以確定附加質(zhì)量系數(shù)的管束布置2.4旋渦分離振動響應(yīng)預(yù)測的動力分析如果發(fā)生旋渦分離共振，其最大管子響應(yīng)可由力的響應(yīng)分析來獲得，Sandifer描述了這一問題。對任何振型，管于相應(yīng)管廣，相應(yīng)yQ)的般方程式在文獻中給出：，h就端

15、用QM其中）di=1積分得：«（%）=Jsin（七r/Lj）=（垃大值）式中L,管罅長。換熱管最大響應(yīng)振幅丁a為：當切=曾時4唐JnM對不同管束布置的峰值升力，系數(shù)Cl列于表L7-2；對于保守的設(shè)計可得Cl（峰值）=0.0091。按此,只要換熱管響應(yīng)峰值振幅為管徑D的2%,管子運動將足以得到控制，以及振動會與沿換熱管的旋渦分解相聯(lián)系。.<0.021）這一方法已包括在ASME規(guī)范第三篇中。表1.72升力系數(shù)G.（峰值）管束布置升力系數(shù)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.

16、0180.0251.570.0280.040轉(zhuǎn)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轉(zhuǎn)置正方（45。1.30.0070.0100.0911.50.0350.0493湍流誘發(fā)激振機理3.1 湍流通常，管束中較高的流率在流體中會促進和保持高的湍流流動，達到強化傳熱，但高的湍流流動會使換熱管束形成結(jié)構(gòu)激振。熱交換器管子以隨機方式對流場湍流引起振動峋應(yīng)。另外，流動湍流也會促進和加強其他激振機理的形成，例如，旋渦分離激振。3.2 湍流抖振換熱器殼程管箱中的湍流抖振

17、有時亦稱結(jié)構(gòu)振動，它是指由于不穩(wěn)定流體作用力在流場中，高的湍流力對換熱管的作用，而在流體達到臨界速度之前和遠離旋渦鎖定速度范尼的換熱管低振幅動響應(yīng).湍流流動具有隨機速度擾動，加上湍流旋泯環(huán)繞一中心主頻分布在寬度的頻率范圍內(nèi)。當流場中的中心主族與管束中管子最低固有頻率相-致時，就會產(chǎn)生很大的能量，導(dǎo)致?lián)Q熱管共振和高的振動振幅。即使未發(fā)生共振，湍流抖振也會引起管f磨損和疲勞破壞。對于熱電站蒸汽發(fā)生器和換然器設(shè)計壽命為40年，即使小的磨損也是不允許的。因此，湍流激振在換熱器可常設(shè)計中就成為一個重要的設(shè)計考慮。3.3 歐文（Owen）湍流抖振頻率表達式基于氣體垂直于管束流動的試驗研究，歐文關(guān)聯(lián)了一個湍

18、流抖振中心主頻/小的關(guān)聯(lián)式：幾=扁3.05（打+03式中X；管束縱向節(jié)距比，xt=Lp/D;Lv管束縱向節(jié)距；處管束橫向節(jié)距比，5=，/D;Tv管束橫向節(jié)距。Weaver和Grovu對不同冊究的綜合分析并觀察了歐文的方法，認為在歐文公式中采用管束最小間隙速度的預(yù)測湍流峰值頻率是最為可靠的。該公式應(yīng)用于管束橫向節(jié)距比1.25時。由于該關(guān)聯(lián)式并未在液體中試驗，故只能限于在氣體激振中。TEMA規(guī)范包括了這一準則式。3.4 湍流隨機激振假定管子振動為代表穩(wěn)態(tài)隨機過程，Au-Yang以及Pettigrew和Gorman建立廣管了響應(yīng)均方根（rms）振幅的表達式。Sandifer從主要角度描述了這管子響應(yīng)

19、方程。低阻尼結(jié)構(gòu)的平均平方共振響應(yīng)為：/推薦對上游圓柱體（管子）* 推薦對中間圓柱體f管子）了（）_四2/、C-（力）沁丘）經(jīng)對聆長上的振動模態(tài)形狀整理后，對第一振地，最大 平均平方響應(yīng)值為：1 =L"k 2A在初 23，rcax 2567蜀加2式中A4 = m1=Cr（72D2）心”- 128Cu/hM2199式中M-m10203040506070管子固有箱率人，Hz圖1，-6 隨機激振力系數(shù)Crmax =推薦的可接受準則為：了2=0 254mm參數(shù)6r（/）可由圖L76確定。以上指則包括在ASME規(guī)范第四篇中。4流體彈性不穩(wěn)定模型直至1980年以前，認為流體彈性不穩(wěn)定（FED振動

20、的機理是管子位移造成流場不穩(wěn)定性而誘發(fā)流動振動，而這引起不穩(wěn)定性的主要作用力是流體彈性剛度力。但Tanaka和Takkhara認為，不穩(wěn)定流體動力作用力不僅只是位移機理所引起的,而且還有一個附加的叫做速度機理不穩(wěn)定模型所引起，而這,速度不穩(wěn)定模型機理主要是由陳氏等（S.S.Chen）分析和試驗所提出?？傊?，流體彈性不穩(wěn)定模型認為，流體彈性不穩(wěn)定性是由下列二種機理所引起的：（I）流體彈性不穩(wěn)定性與換熱管位移關(guān)系，這發(fā)生相當高的流速下。該不穩(wěn)定性稱為位移機理。（2）流體阻尼型不穩(wěn)定性，發(fā)生在低流速下，該不穩(wěn)定性稱為速度機理。在大多數(shù)情況F,速度機理或位移機理或是二種機理的聯(lián)合作用都是重要的，位移機

21、理和速度機埋在參考文獻中有詳細介紹，今簡單解釋如下：4.1位移機理按照這一機理，不穩(wěn)定性由于流體彈性力，該力比例于管子位移。這一機理主要是在相應(yīng)于氣體流中高的對比流速下發(fā)生，其不穩(wěn)定準則為：衛(wèi)工述.丫fWadp,D）式中4為流體彈性剛度函數(shù)的系數(shù)；a指數(shù)，a=0.5;8阻應(yīng)對數(shù)衰減率。4.2速度機理按照這一機理，主流體力是與流動速度相關(guān)的阻尼力，它比例于管束中的流速。在低的對比速度下，流速阻尼力可起到振動能量的消耗，那兒，高的對比速度才是激振機理，在速度激振機理中，振動構(gòu)件系統(tǒng)的阻尼減少了；一旦振型的模態(tài)阻尼空為負值時，管子就失去了穩(wěn)定性。這種型式的不穩(wěn)定性稱為流體阻尼控制不穩(wěn)定性；這主要是在

22、低的對比速度值即相應(yīng)的低的液流速度下發(fā)生的；該不穩(wěn)定性準則為：式中av為流體阻尼函數(shù)的系數(shù)。不穩(wěn)定模型基于位移和速度機理，管束的流體動力簡化方程為：式中管束結(jié)構(gòu)質(zhì)成矩陣；Mf流體附加質(zhì)量阻尼矩陣；CJ系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)R1尼矩陣；（Cf靜止流體的粘性阻尼矩陣；rcj與流體速度相關(guān)的阻尼（稱流動阻尼）矩陣；KJ結(jié)構(gòu)剛度矩陣；Kf流體彈性剛度矩陣；F與換熱管運動有關(guān)的流體作用力矩陣；q結(jié)構(gòu)位移矩陣；IqI結(jié)構(gòu)速度矩陣；q結(jié)構(gòu)加速度矩陣）上式方括號內(nèi)為矩陣，大括號內(nèi)為向量。流體動力作用包括下列幾個部分：a.Mdlil,流體慣性力；b.Cf+Cj,流體阻尼力；C.Kq流體彈性力。該不穩(wěn)定模型的不穩(wěn)定性機理分析

23、的主要困難是，對每一種管子布置以及對感興趣的對比速度整個范圍內(nèi)，與流體速度相關(guān)的流動阻尼矩陣C和流體剛度矩陣Kf要進行分析與試驗,THTUika和Takkahara對此作了試驗測定。5阻尼阻尼對于管束的穩(wěn)定性是很重要的，阻尼限制了換熱管為任何一種激振機理激發(fā)的振動響應(yīng)，較高的阻尼則管子的振動響應(yīng)就愈低，阻尼決定流體彈性不穩(wěn)定（PE1）性的臨界流速,臨界流速隨阻尼的增加而增加，振動系統(tǒng)內(nèi)的阻尼是由于某些可能的能總消耗機理，按照Perti卬等認為，各種能量消耗機理為：內(nèi)部或材料阻尼；粘性阻尼；折流板孔間隙內(nèi)的裝配擠壓阻尼；流動阻尼；摩擦阻尼；換熱管與管板界面（接頭）的連接阻尼；管子在支承板上磁撐和

24、橫向波的能量消耗。用試驗方法來確定阻尼是十分困難的，對氣體和液體的阻尼計算經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式如下所述。氣體；經(jīng)對氣體多臺換熱器可用的阻尼數(shù)據(jù)的綜合和分析,Petligrew.Goder.Quio、Ax運等推薦了計算阻尼比的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式，阻尼比八定義為：實際阻尼對臨界阻尼的比值0阻尼對數(shù)衰減率8為：6二2嗚按這些學(xué)者認為，對氣體流動，摩擦阻尼和撞擊阻尼是主要能量消耗的機理，而折流板厚度是主要參數(shù)，該折流板與換熱管之間的直徑間隙是很小的。流體：按Petligrew、Rogers以及Axia認為，液體流中最主要的阻尼是管子對流體的粘性阻尼、折流支承管孔裝配擠壓阻尼以及摩擦阻尼。他們將試臉數(shù)據(jù)擬合成考慮/怙性和

25、折流支承板孔裝配擠壓阻尼的經(jīng)驗?zāi)Ｐ?，提出如下?jīng)驗關(guān)聯(lián)方程。這一半經(jīng)驗表達式可用以來計算單相流體為氣體和液體的設(shè)計阻尼°（1）殼程流體為氣體學(xué)產(chǎn)需詩"b（7即6=831431傳）式中fb管支承板厚度；L.管畤特性長度;N分析考慮支承跨的跨數(shù)。以上各式對管外徑D=1215mm,打=625mm,頻率/=20600Hz,以及折流板孔間隙為0,40.8n；rn時是可靠的。（2）殼程流體為液體推定阻尼包括確定以卜.表達式中的動力（絕對）粘度（Pas）（已在TEMA標準中作了建議）和Petligrew等式中的運動粘度p（m2A）o和v的關(guān)系是運動粘度=絕對粘度/比重=比重注：TEMA標準

26、中用了符號以代替，請注意oPetligrew%Rogers以及Axia給出下列方程：，丸君僦悌（蘇T+（駢除陪）（$式中Dc/D=L7p/D（三角形排列）=1.9"）（正方排列）如果仆0.006,則假定,=0.006以考慮摩擦阻尼。TEMA標法包括了以下液體流動的表達式，但沒有給出參考文獻源。心一mfemWeldingResearchBulletinNo.389中詳細介紹了確定兩相流阻尼值的方法：.（1）陳氏準則（S.S.Chen）從許多研究者的數(shù)據(jù)中，陳氏推薦了一個臨界速度低限的準則，爾后，陳氏將其進行修正如表17.3所示，其中質(zhì)量阻尼參數(shù),7二端（已包括在TEMA規(guī)范中）。陳氏準

27、則值得注意的是方程式中沒有管子節(jié)徑比"/Q這一項c（2）Au-Yanget.al掂則在流體不穩(wěn)定性數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，建立了F列準則：a.對位移機理，質(zhì)量阻尼參數(shù)嗯0.7時，穩(wěn)定性方程與常用的康諾斯（Connors）方程中指數(shù)4二0.5相同，流體彈性不穩(wěn)定常數(shù)列于表174。2G0表1-7-3流體彈性不穩(wěn)定性（FEI）TEMA規(guī)范準則質(zhì)量阻尼參數(shù)x管子排列布比方式質(zhì)量阻尼參數(shù)1對比速度ujfj）管孑排列布置方式質(zhì)址阻尼參數(shù)之對比速度ucr/nD30。01«1,08.86(p/D0.9)/0%對00372.1Ox0150.0K；i<300886(/D0.9)n057<x&l

28、t;3002.35工心用0.01<x<1.02.80xOJ7450.1«30()4J3(p/D-O.5)j*0-5L0<j<3002.80戶«1-7-4AuYangct.al流體彈性不穩(wěn)定性（FEI）準則不穩(wěn)定常數(shù)K管了節(jié)距角30e口的145，90*其他所有布置角平均不穩(wěn)定常數(shù)K*”4.54?05.83.44.0b.對速度機理，質(zhì)量阻尼卷數(shù)居0.7時，可采用位移機理準虬但這是個保守的值。上述這些準則已包括在ASME規(guī)范第.三篇中。（3）保守的設(shè)計準則如橫流速度小于用不穩(wěn)定常數(shù)歸=2.1和指數(shù)a=0.5,阻尼參數(shù)乙=0.5%（氣體流）和八二1.5%（液

29、體流）計算所得的臨界速度，則此時流體彈性不穩(wěn)定性振動幾乎確定不會成問題的Q（4） Pettigrew和Taylor設(shè)計準則他們研究分析了近300個承受單相橫流柔件管束的流體彈性不穩(wěn)定性數(shù)據(jù)點，建立了其Pettigrew和Taylor準則：- = 3 0以上這些不同的可接受的準則之間差異的原因在文獻中作了討論°（5）建設(shè)設(shè)計準則為避免出現(xiàn)流體彈性不穩(wěn)定性激振，取設(shè)計準則為：a.標準的準則b.保守的準則6聲共鳴聲共鳴是由橫向流動的空氣、氣體、或水蒸氣所激發(fā)的,駐波的存在可描述如下：氣體橫流過管束管箱時,在其流向除r平均流速外，還有一個對平均流速方向呈橫向的波動速度，該波動速度與駐波相結(jié)合

30、（氣柱）。駐波（圖7-7）發(fā)牛在既垂直于換熱管又垂直于流向。駐波環(huán)繞換熱管的共鳴振動通常稱為聲共鳴或聲振動，它是以其聲強度、低頻率和單調(diào)（Purc-Tone）的噪聲來鑒別的。當換熱器中某種微振頻率與該駐波頻率相接近時，或是相互-致時，就有可能發(fā)生共振,另外，如果駐波頻率與換熱器結(jié)構(gòu)部件如殼體換熱管等固有頻率相一致時，也會發(fā)生共振。這就可能會使構(gòu)件損壞和由于聲共振而使壓降增加，影響到換熱器的性能特性，聲共鳴可發(fā)生在直線排列和錯排管束、單排管和縹旋盤管換熱器、空氣加熱器省煤器、過熱器，矩形管道（殼體）、圓柱（圓）形殼體以及其他等結(jié)構(gòu)中。4.1 駐波原理這是由丁環(huán)繞管子（換熱管）的聲學(xué)駐波振動。圖1

31、7.7與一階、二階和三階波、半波 駐波相聯(lián)系的波動橫向速度和壓力 （實線為速度，虛線為壓力）如果構(gòu)件一邊壁間距La為聲駐波的半波KA/2或4/2半波長的倍數(shù)也即LS、=1、2、3、時,聲駐波就會進一步發(fā)展，駐波頻率為4=(愛)，"1，2,3,式中C殼程介質(zhì)聲速；L.特性尺寸(通常為垂置于流道的封閉壁面間的距離)；”一駐波階數(shù)，殼程介質(zhì)聲速為：C=VgZrKcT/Mg式中S重力加速度(9.81m/s);Z氣體壓縮因子；Rc-萬有氣體常數(shù)，847.6kgfm/(kgmok,K);T氣體絕對溫度，R/K,T=r+273.16;Mg氣體分子量，kgmole;r定壓比熱容與定容比熱容之比?？諝?/p>

32、或純氣體的氣體分子量Mg為28.97kgmolc.而水蒸氣為18.02kgmole;空氣和純氣體為Y=L4,水蒸氣為y-1.328。典型的基頻、二階頻和三階頻的駐波如圖L77所示通常，駐波在450或90排列角的管束幾何結(jié)構(gòu)的通道中形成，因為在這些管束布置圖型中所需的激振能為般小。按Barrington認為，聲振動在轉(zhuǎn)置正方(45)管束布置中比之其他管束布時.發(fā)生得最頻繁°盡管轉(zhuǎn)置正方排列幾何結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出對流體彈性不穩(wěn)定阻力為最大.但常伴附有強的聲駐波，因而這種管束布置不適宜于光程氣體介質(zhì)情況應(yīng)用。管束的充實度(TubeSolidity)對聲速的效應(yīng)：對于管光式換熱器，Parker和Bu

33、rton指出，在殼程流體中的實際聲速C.由于管子的存在而會減小,聲速的減小率主要取決于管子布置的充實度比*以及是附加質(zhì)量系數(shù)Cm的弱函數(shù)。按此，通過管束的有效聲速Ccff式為：Cj(=-7=Pakker/r+7Gh=PakkerMl+5對于寬管間管束，cmu管廣充實度比。定義為殼程自由流通鼓面對管束布置的前沿截面枳之比。為此.Blevins給出了不同管束布置的。衣達式(困J-7X)(?=0.9069(D/P)2,對30或60.布置時;o=0.7853(D/P)對90布置時；a=l.5707(D/P)2,對45布置時。P圖178充實度因子在額定尺寸的熱交換器中，基頻聲共振多半是最容易發(fā)生的，然而

34、在殼徑為2030m數(shù)量級的大的換熱器殼徑中，聲振動有可能被激發(fā)起呈五階或六階振型振動。聲振的原理，計算和預(yù)測方法,Grotz和Arnail都作了介紹，對盧共鳴最熟悉的要算是Dr.Blevins了°本節(jié)討論了其激振機理和許用準則q4.2 聲共鳴頻率表達式有兩種不同的聲共鳴表達式，一種是用殼程壓力和殼程流動速度來表示的TEMA標準表達式，另一種則是用通過殼程介質(zhì)的聲速和殼徑來表示。TEMA式人=蹩2(%。,)0.3(采用TEMA單位)(2) Blevins式a.圓柱(圓)形殼體：其半徑為R,文獻給出的駐波頻率為：f二”儲九一2兀R式中尢為頻率常數(shù).一階頻率常數(shù)上=1.84,二階頻率常數(shù)2

35、2=3.054。b.矩形殼體：今考慮一尺寸為L、Ly和L,的密閉矩形容積，如圖179所示，i、j、&分別為流向1橫向y和軸向*的聲波階數(shù)，為橫流所激發(fā)起的典型聲振動則是振型為j=l、2、3的y方向方向橫向振型，它既垂直于流向，又垂直于管軸，而在流向z的縱向振型i和管軸方向z的橫向振型人則是很少為橫流所激發(fā)起的。假定管子和殼體都是剛性結(jié)構(gòu)，以及其駐波尺寸和波長對殼寬是可以比擬的，且大大精于管徑，這時該殼體聲頻表達式為：力町,即+(打若彳和Z方向無任何駐波(i=%=0),則方程式可簡化為：/a=7Cjf/2Ly.式中Ly方向殼腔尺寸，它等于殼體寬度。(a)克腔內(nèi)管束211圖L7.10由旋渦

36、引起的聲共鳴圖179在具有管子的矩形密閉殼體內(nèi)的南波型4.3 聲共振激振機理在管殼式換熱器發(fā)生聲共鳴是由旋渦分離機理或紊流抖振機理所引起的。(1)旋渦分離機理按照旋渦分陽理論,如果旋渦分兩頻率人與聲駐波頻率人一致時，強烈的氣柱聲共振就有可能會發(fā)生，稱之為聲共鳴o這時，聲共鳴的準則為：兒=人旋渦分離的機理表示如圖L7-10,圖中表示了直線排列的換熱器管束管箱和振型；fa和人2分別代表其第一和第二聲振振型。通常考慮到發(fā)生旋渦分離鎖定(Lock-in)現(xiàn)象時，聲共鳴應(yīng)是在旋渦分離頻率的±20%以內(nèi)。(2)湍流抖振機理按照湍流機理理論，如果湍流旋渦主波頻率九b與氣柱駐波頻率人相一致酎，聲共鳴

37、就會發(fā)生。這時聲共鳴準則為:/a=/tb基頻振動的湍流抖振頻率由歐文Owen或Fitzratcik準則來決定。TEMA標準則包括了這一Owen料娠頻率準則。4.4 聲共鳴許用準則4.4.1 旋渦分離引起的聲共鳴(1) Eisinger準則Eisinger用陳氏數(shù)a對直排管束提出了一個表達式準則圖L7-ll(a),陳氏數(shù)3是常諾數(shù)R0和斯脫拉哈數(shù)S”以及管束縱向可，橫向以節(jié)距比函數(shù)。_Re(2x|-l)2平一甌4”任此處R。為：ReUD/u發(fā)生聲共鳴的準則如下：3<200,不能發(fā)生聲共鳴；卬二20004000,似有低程度的聲共鳴發(fā)生；卬4000,似有強的聲共鳴發(fā)生。TEMA標準的條件是：如

38、果3>2000,則有可能發(fā)生聲共鳴。對于如圖L71I(b)所示的錯排排列管束，則用21f代替l。(2) Blevins準則如果止號件z<.<(i+.su則有可能發(fā)生聲共鳴Q式中a和P為參數(shù)，取值如下。a.額定準則：額定設(shè)計準則取。=;?=0.2,于是Blevins準則就變?yōu)?0.8SuU/D<f,<l.2SuU/Db.保守的準則：保守的準則取.1=0.4,6a=0.48,于是Blevins的準則最終表達式為:0.6Su(J/D<A<.4SSuU/DcTEMA規(guī)定：在條件方程(Conditionaitlyequation)中a=/?=0.2由于旋渦分離的

39、聲共鳴斯托拉哈數(shù)S，可由陳氏(Y.N.Chcn)圖線或Fitz-Hugh圖或WevcretaL關(guān)聯(lián)式確定。TEMA規(guī)定中包括了該陳氏圖線。31evins聲共鳴聲壓水準(SPL)如果預(yù)測到聲共鳴，則聲水壓水準SPL可由下式計算：SPL=201g(p/D.OOXG)或由留1-7J2的Blevins聲壓水準圖確定，困中7%為橫向的管節(jié).用；I”為縱向的管節(jié)距。這些圖對于&直至高達95.1x103時是可靠的°圖 1.742 Blevins62 和 Blevins8 聲壓水準Lp/D(Sound pressure level) 圖校核：如SPL<140dB(分貝)，則對結(jié)構(gòu)部件或

40、環(huán)境影響都無危害。典型的鎖定現(xiàn)象，旋渦分離頻率/v和聲樂水準SPL是橫流速度的函數(shù).如圖L7-13所示.4.4.2 湍流抖振引起的聲共鳴(1)歐文聲共聲準則:0.8A</a<1.2/tb(2) Rai和Murraay準則：不發(fā)生聲共嗚條件為：U/。<2(Xt-0.5)該準則已包括在TEMA規(guī)范中。(3) Gratz和Arnold準貝IJ(直線排列管束)：由下式計算Arncld殼體寬細度比(SlendernessYatio)rr=La/Dw(X1-l)式中La殼體寬度；n振型數(shù)。當r=6280時將發(fā)生聲共鳴。但該r值應(yīng)用于錯排中則是成問題的。Fetzhatiocketal和Za

41、idetal還提出了用以預(yù)測聲共鳴的其他方法°4.5 聲駐波振動的抑制聲駐波振動可以通過以下方法和設(shè)計來抑制。圖1-7-13聲壓水準和 鎖定現(xiàn)象(ZiadaelaL)(1)(2)(3)(4)(5)(6)(7)(8)(9)651(1) 會發(fā)生;防板擋板(antivibrationbaffle)ADV,可采用實心擋板或多孔檔板;共鳴器；粉條帶；螺旋形的管間距插入件；諧調(diào)或改變管束結(jié)構(gòu)；拆去一些換熱管；改變管子表面結(jié)構(gòu)狀態(tài)；改變質(zhì)量流率O防振擋板實心擋板：在橫流換熱器中聲共鳴的發(fā)生是與聲駐波的發(fā)展有關(guān)，如果駐波被抑制，則聲共鳴就不 在換熱器內(nèi)平行于流向且垂直于駐波方向設(shè)置實心的或多孔的擋板

42、就可以使駐波得到抑制，該擋板設(shè)計成不規(guī)則的橫向管間距；OOOOOO OOOOOO OOOOOO OOOOOO OOOOOO OOOOOO2 2 2o o o o o o o§8§8888g83o O OO O O O O O O（d）圖1-7-14實心諧調(diào)板的布置（3）在管束中央的擋板；（b）在管束上游的擋板；（C）在管束下游的揩板;（d）在管束橫向，管束14和2/3位置處設(shè)置二塊橫向擋板OOOOOO OOOOOO 00080 OOOOOO實心擋板的數(shù)量：依據(jù)理論，在殼壁間可能會發(fā)生的最大半波數(shù)為Nw,則在管殼式換熱器內(nèi)必須設(shè)置圖1-7-15實心擋板的陳氏布置法在換熱器內(nèi)諧

43、調(diào)板應(yīng)互相梢為有點搭接，以使心、冷、冷、力和以空間的橫向氣柱的固有頻率盡可能相互不同Nw塊實心擋板以防止聲振動的發(fā)生。實心擋板的主要缺點是: 對于-個像用抗燃油裝置的特大尺寸20-30m的熱交換器，例 如再熱器，省煤器等，所需的板數(shù)是要非常多的。然而，陳氏方 法可以使擋板數(shù)量減至最少，他的方法是，將實心擋板置于如圖 1-7/5所示的恰當?shù)奈恢?，其擋板間距為陽、出、的、球、bs 和6,可不相同，且心/bi、0/、/久比值必須比預(yù)期會發(fā) 牛聲共振的振型數(shù)偏離很多；而且實心擋板的長度比之換熱器內(nèi) 預(yù)期的駐波波長要大c Eisinger論述了實心擋板的缺點為：H.耗費更大；b.妨礙周期性檢查與操作維護

44、；C.在腐蝕性流體中壽命短；d.仍有振動傾向和對操作中熱力破壞的敏感。（2）多孔揩板：在管子間平行于流向捕入單個的流動阻力 件。Byrne指出，通常，如果殼蟹間最大半波數(shù)為Nw,則單個 的多孔擋板必須布置在距某一個壁面的“二個壁距L除以2Nw” 處,即L/2N,多孔擋板比實心擋板的優(yōu)點是：一單個的多孔 擋板可用以抑制駐波數(shù)的發(fā)展，而實心擋板數(shù)則是需要等于殼壁 間可能發(fā)生的最大半波數(shù)。6.5.2 Helmhotz空腔共鳴室在換熱器殼程設(shè)置像聲調(diào)Helmhotz空腔共鳴室那樣的聲阻尼器，就可抑制聲共鳴°簡單的Helmhotz共鳴室，如圖1-7-16所示。如果共鳴室與某聲振型相諧調(diào)，這時

45、其阻尼為最大。當發(fā)生諧調(diào)時，就有一股較大的振蕩質(zhì)量流通過共鳴室的頸口，氣柱在此頸口通過時和（或是）通過該頸口處設(shè)置的網(wǎng)時，便使振動能量 消耗掉。共鳴室固有頻率的近似公式為：八C J 2k式中 A共鳴室開口的橫截面積；Vh共鳴室空腔的容積；lh共鳴室開口（頸）長（高）。6.5.3 翅條片的構(gòu)思為克服實心擋板的缺點，Eisinger提出了一種解決駐波振動的新方法。它圖 1-7-16 Helmhotz 共鳴室稱為港調(diào)板c實心諧調(diào)板的布置如圖L7/4所示。0000(araas0B5ut0000c0000(50>o30是將翅條帶焊于換熱管上，以形成一平行于流向而垂直于駐波傳播方向的薄壁。不同型式的

46、翅條帶示于國L7-17OOOQ流向OQO忑OOOOOO流向0006OOO翅片0.0OOOo；oOOO向 oooo 流 OOOO OOOO OOOOOOOO向SOOO JUOOO OOOO(a)直排管束中的布置(b)借排管束中的布置圖1-7J7翅條帶抑制駐波的二種布置型式4.5.1 螺旋形的“管間”插入件的構(gòu)思在窄間距管束中克服流動誘發(fā)振動(FIV)的一種嶄新的思想是在殼程管箱內(nèi)插入螺旋形的“管間內(nèi)插件”。該方法很適于最初設(shè)計階段或用于現(xiàn)場的改進。該法可用于正方排列和錯排管束中。管間內(nèi)插件見圖17-18o4.5.2 諧調(diào)可參見前面所介紹的。4.5.3 拆除一些管子在駐波位移反節(jié)點(anlinod

47、s)處有選擇地拆除些管子，將可限制旋渦分離以及避免旋渦分離與聲共鳴間的偶聯(lián)°這也可在壓力節(jié)點處破壞旋渦分離的規(guī)則度。Walk”和Reising以及Barrington觀察了拆除在靠近殼程管箱中心處3%10%的管子，聲共鳴得到了減輕或消除。4.5.4 管子結(jié)構(gòu)表面的改變灰塵和炭黑等換熱器管污垢可以降低聲水準，因此，污垢的沉積可增加聲學(xué)阻尼。4.5.5 不規(guī)則的管間距不規(guī)則的管間距可破壞渦街的狀態(tài)，從而使旋渦分離頻率增加。4.5.6 改變殼程質(zhì)量流率改變光程質(zhì)顯流率可以調(diào)整旋渦分離頻率，但從換熱器熱力性能來看，該法并無多大的吸引力。(a)錯排管束(b)直排管束圖L7J8螺旋形的管間插件7

48、振動計算程序基本的振動計算步驟包括對各種不同的流動誘發(fā)激振機理的一些參數(shù)的估計,將估計的參數(shù)與其有關(guān)的限值作比較.以校核這些激振機理會不會引起對換熱器管和殼體的破壞。應(yīng)各別地考察感興趣的不同區(qū)段.即是光程接管進口區(qū)、U彎頭區(qū)和折流板缺口區(qū)，因為在這些區(qū)段多半是高的湍流流動和高的橫流速度，并且這些區(qū)段的折流板間支承跨長，比之中間折流板區(qū)段為大。7.1振動計算步驟(1)計算單位管長有效質(zhì)月。(2)鑒別感興趣的區(qū)段，以便計算這些區(qū)段的換熱管固有頻率(進口，折流板缺口、中央折流板區(qū)和U彎頭區(qū)等)。13)計算這些感興趣不同區(qū)段跨的管子固有頻率。4)計算阻尼參數(shù).5)計算TEMA規(guī)范規(guī)定的殼程橫流速度,(

49、6)對于流體為液體時：旋渦分離：a.計算旋渦分離頻率，校核其許用準則。b.如果發(fā)生振動響應(yīng)，計算管子響應(yīng)值，校核有無超過限定值。躺流抖振：如果預(yù)測到有振動響應(yīng)，則計算由于隨機激振管子響應(yīng)，并校核其許用準則。流體彈性不穩(wěn)定性：計算臨界速度并與橫流速度比較，要保持最大橫流速度低于臨界速度。對于流體為氣體時：除了對上述液流的準則外，還應(yīng)校核駐波聲共振。a.計算聲共振頻率。b.計算旋渦分離頻率。校核各種不同的旋渦分離聲共振準則。C.計算湍流抖振頻率，校核各種不同的湍流抖振聲共振法則o7.2振動計算中應(yīng)用試驗推算值時應(yīng)注意的問題振動預(yù)測法大多是基于線性模型，需要輸入反映一特定流圖和結(jié)構(gòu)圖形數(shù)據(jù)。其指則系

50、從簡單的送驗條件F推斷來的，因而不能概括實際的換熱器門像阻尼參數(shù)、斯脫拉哈數(shù)、流體彈性不穩(wěn)定常數(shù)等多半是在理想試驗條件下獲得的，而對于換熱器實際真實環(huán)境下，由于各種激振機理的相互作用可能有所不同。如果把試驗推斷的設(shè)計準則結(jié)果應(yīng)用到特定的換熱器上，會導(dǎo)致保守的或危險邊緣的設(shè)計。精確地預(yù)測臨界速度，需要對一單管模擬（mockup）試驗,其端部條件和支承都盡可能接近于實際換熱器裝置，或是作部分尺寸的模型，或是經(jīng)濟上有可能話作全尺寸模型試驗。因此.可得出這樣的結(jié)論,設(shè)計者應(yīng)作判斷，換熱器制造者應(yīng)以預(yù)防，以及研究進行試臉的模型均應(yīng)是采用試驗的平均值以提供合理的保證.以使設(shè)計不會導(dǎo)致流動振動破壞發(fā)生。符號說明A-Hclmhoz空腔共鳴室開口的橫鼓面截面積；一管橫截面積，m2;C殼程介質(zhì)聲速，C=/gcZrRcT/Mg;Cuf一光程流體有效聲速.Cf=Porker;C（-.=：,Burton保守值；vI+CmaCl-旋渦分離升力系數(shù)；C。：一附加質(zhì)量系數(shù)