管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件

管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施(一)保定金能公司管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施保定金能公司主要內(nèi)容5、管殼式換熱器防振措施3、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)或者計算方法2、管束流體誘發(fā)振動產(chǎn)生的機(jī)理1、換熱器流體誘發(fā)振動的簡介4、我國標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于管束振動的內(nèi)容6、管束流體誘發(fā)振動的計算實(shí)例主要內(nèi)容5、管殼式換熱器防振措施3、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)或者計算方法21、換熱器流體誘發(fā)振動的簡介1、換熱器流體誘發(fā)振動的簡介在管殼式換熱器中通常用設(shè)置折流板的方法，使殼程流體橫向流過管束來改善傳熱。在規(guī)定的壓力降范圍內(nèi)，最大程度地增大殼程流速。不僅強(qiáng)化了傳熱，還可減少管子表面上的污垢。但隨著流速的提高，又由于高強(qiáng)度材料的應(yīng)用以及換熱器尺寸朝大型化發(fā)展，增加了換熱管的撓性。換熱器振動與破壞的事故便越來越多。早在二十世紀(jì)50年代，便有換熱器振動破壞的報道，但當(dāng)時并未引起人們足夠的重視。1.1換熱器事故調(diào)查在管殼式換熱器中通常用設(shè)置折流板的方法，使殼程流體橫向流過管后來隨著核能技術(shù)的發(fā)展，由于核動力部門對設(shè)備的安全有著非常嚴(yán)格的要求，并考慮到巨額的設(shè)備與維修費(fèi)用，因此對換熱器的振動給予了特別的關(guān)注，據(jù)統(tǒng)計，1962年到1977年期間，在美國17個反應(yīng)堆系統(tǒng)中就有蒸汽發(fā)生器、堆芯控制棒、燃料棒等因發(fā)生振動而導(dǎo)致系統(tǒng)停工或減產(chǎn)。后來隨著核能技術(shù)的發(fā)展，由于核動力部門對設(shè)備的安全有著非常嚴(yán)1969年美國原子能委員會反應(yīng)堆和工藝部（USAE—DRDT）對19個反應(yīng)堆進(jìn)行調(diào)查，發(fā)現(xiàn)其中9個反應(yīng)堆一回路的換熱器有振動。其它如英國安格賽核電站、韓國漢城核電站、日本東海村核電站，加拿大道格拉斯角核電站、意大利特里諾核電站、等也曾發(fā)生堆芯或管束振動的事故。僅以英國安格賽核電站為例，由于鍋爐爐管振動而停工，用了近三年的時間才得以恢復(fù)，每天損失為10萬英鎊。1969年美國原子能委員會反應(yīng)堆和工藝部（USAE—DRDT1969年美國管殼式換熱器制造商學(xué)會（TEMA）調(diào)查其下屬單位時發(fā)現(xiàn)，由11個公司制造的42臺換熱器中，發(fā)生振動的有24臺。1972年美國傳熱研究公司（HTRI）在所調(diào)查的66臺換熱器中，發(fā)生振動的竟高達(dá)54臺。

1969年美國管殼式換熱器制造商學(xué)會（TEMA）調(diào)查其下屬單在電廠、石油化工廠、煉油廠、烴加工廠中的換熱器、船用廢熱鍋爐的預(yù)熱器等發(fā)生振動、泄漏破壞的事例也屢見不鮮。我國從20世紀(jì)70年代開始相繼在北京、天津、上海等地的化工廠、電廠、核反應(yīng)堆系統(tǒng)的換熱器、空氣預(yù)熱器中也曾發(fā)生過管子的振動與聲振動。在電廠、石油化工廠、煉油廠、烴加工廠中的換熱器、船用廢熱鍋爐二十世紀(jì)60年代，已有較多學(xué)者從事?lián)Q熱器中流體誘發(fā)振動的研究。70年代初便已具備召開專題學(xué)術(shù)會議的條件。1970年美國阿貢國家實(shí)驗(yàn)室（ANL）主辦了“反應(yīng)堆系統(tǒng)部件中流體誘發(fā)振動”會議，美國機(jī)械工程師協(xié)會（ASME）主辦了“換熱器中流體誘發(fā)振動”會議，標(biāo)志著一個新階段的開始。

1.2換熱器流體誘發(fā)振動的學(xué)術(shù)會議二十世紀(jì)60年代，已有較多學(xué)者從事?lián)Q熱器中流體誘發(fā)振動的研究由于受到許多國家的學(xué)者的重視與參與，此后國際性的專題學(xué)術(shù)會議接連不斷。1972年在德國卡爾斯魯厄(Karlsruhe)召開了“流體誘發(fā)結(jié)構(gòu)振動”會議。1973、1978、1983年相繼在英國凱斯韋克（Keswick）召開“工業(yè)中的振動問題”會議與“原子能工廠中的振動”會議。歷屆壓力容器技術(shù)會議（ICPVT）、反應(yīng)堆技術(shù)中的結(jié)構(gòu)力學(xué)國際會議（SMIRT）、流體誘發(fā)振動與噪聲（FIV+N）國際會議、從1987年開始每年都開的美國壓力容器及管道（PVP）會議，都將換熱器振動列為重要主題之一。由于受到許多國家的學(xué)者的重視與參與，此后國際性的專題學(xué)術(shù)會議1.3換熱管振動破壞的形式碰撞損傷折流板切割管與管板處液漏疲勞破壞聲振動換熱管振動破壞形式1.3換熱管振動破壞的形式碰撞損傷折流板切割管與管板處液換熱器的振幅較大時，相鄰管之間或管與殼體之間便相互碰撞。位于無支撐跨距中點(diǎn)的管子表面受到磨損而出現(xiàn)菱形斑點(diǎn)，時間長了，管壁變薄甚至破裂。1、碰撞損傷1.3換熱管振動破壞的形式換熱器的振幅較大時，相鄰管之間或管與殼體之間便相互碰撞。位于為了便于換熱管在組裝時容易穿過所有折流板上的管孔，管孔一般比換熱管的外徑大0.4～0.7mm。由于存在間隙，管子在振動時不斷撞擊折流板管孔，猶如遭到折流板的切割。因而導(dǎo)致管壁變薄或出現(xiàn)開口。2、折流板切割為了便于換熱管在組裝時容易穿過所有折流板上的管孔，管孔一般比用脹管法固定的管子，振動時呈彎曲變形。接合處的管子，受力最大。有可能從脹接處松開或從管孔中脫出造成漏泄甚至斷裂1.3換熱管振動破壞的形式3、管與管板處液漏4、疲勞破壞

管子在振動時反復(fù)的受彎曲應(yīng)力的作用。如果應(yīng)力相當(dāng)高且振動延續(xù)時間很長，管壁將因疲勞而破裂。如果管子的材料存在裂紋且裂紋處于應(yīng)力場中的關(guān)鍵部位，或者管子還同時受到腐蝕與沖蝕的作用，疲勞破壞加速用脹管法固定的管子，振動時呈彎曲變形。接合處的管子，受力最大氣體流過管束時，將引起殼程空腔中的氣柱振蕩而產(chǎn)生駐波。當(dāng)駐波的頻率與周期性的旋渦頻率一致，便會激起聲振動。這也是一種共振現(xiàn)象。聲振動時，會產(chǎn)生令人難以忍受的強(qiáng)烈的噪聲。過高的聲壓級還要損壞換熱器的殼體。當(dāng)聲共振的頻率與管子的固有頻率一致時，管子的振動加劇且很快遭到破壞。飛機(jī)起飛時的分貝值大約在110-130；高速的汽車可達(dá)到85分貝；換熱器有時可達(dá)到150分貝；1.3換熱管振動破壞的形式5．聲振動氣體流過管束時，將引起殼程空腔中的氣柱振蕩而產(chǎn)生駐波。當(dāng)駐波1.4振動實(shí)例揚(yáng)子石化公司鈦冷凝器的失效：PAT裝置12臺鈦冷凝器（1億元），經(jīng)過十年左右的運(yùn)行，均發(fā)生了不同程度的泄露等失效形式。嚴(yán)重影響了化工廠生產(chǎn)和循環(huán)水系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。泄露還導(dǎo)致了冷凝器殼體、膨脹節(jié)、管板、循環(huán)水系統(tǒng)裝備發(fā)生不應(yīng)該發(fā)生的腐蝕與損壞。1.4振動實(shí)例揚(yáng)子石化公司鈦冷凝器的失效：管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件若管殼式換熱器中不設(shè)置折流板，殼程流體為軸向流過管束（a），設(shè)置折流板后，殼程流體在折流板之間為橫向流過管束（b）。橫向流中的管束的危害更大。１、２—流體進(jìn)口；３—管子；４、５—流體出口易受激振的部位若管殼式換熱器中不設(shè)置折流板，殼程流體為軸向流過管束（a），管子所有的各個部位都有被振壞的可能。而處于下述部位的管子更易受到流體激振而破壞。通過折流板缺口部位的管子的跨距，明顯地要比通過中央部位的管子的跨距來得大。在前一種情況下，管子撓性大，管子的固有頻率較低，振動的傾向更大。在U形管換熱器中，安置在外側(cè)，愈靠近殼體的U形管1（右圖）具有更低的固有頻率，受流體激振的影響也更為明顯。１—外側(cè)Ｕ形管；２—內(nèi)側(cè)Ｕ形管；易受激振的部位管子所有的各個部位都有被振壞的可能。而處于下述部位的小直徑的殼程流體進(jìn)出口接管，管束外圍與殼體內(nèi)壁之間的距離T過小圖（a），一般設(shè)置改變流體流向的障礙物，如防沖擋板、密封條（見下圖（b））等，但都會使局部處成為高流速區(qū)，很易激起附近管子的振動。

１—?dú)んw；２—管子；３—防沖擋板；４—接管；５—管束外圍周線１—密封條；２—管子高流速區(qū)的管子１—?dú)んw；２—管子；１—密封條；高流速區(qū)的管子換熱器中流體誘發(fā)的振動作為專門的學(xué)術(shù)研究領(lǐng)域，從形成、發(fā)展到逐漸成熟迄今已有近50年的歷史。它的發(fā)展還得益于對飛機(jī)機(jī)翼的顫動以及懸索橋與煙囪的流振研究后所建立的基礎(chǔ)。1.4國內(nèi)外研究概況換熱器中流體誘發(fā)的振動作為專門的學(xué)術(shù)研究領(lǐng)域，從形成、發(fā)展到自二十世紀(jì)60年代到70年代，對單相流體沿橫向與軸向繞流管束時誘發(fā)的管子振動與聲振動的研究，已取得相當(dāng)大的進(jìn)展。1977年契諾韋士（Chenoweth）發(fā)表的技術(shù)報告對此有全面的介紹與總結(jié)。TEMA標(biāo)準(zhǔn)順應(yīng)工程界的要求，不失時機(jī)地于1978年將“流體誘發(fā)振動”部分作為推薦性的切實(shí)可行的方法予以頒布，使工程技術(shù)人員在設(shè)計階段便能注意避免換熱器的振動。1.4國內(nèi)外研究概況自二十世紀(jì)60年代到70年代，對單相流體沿橫向與軸向繞流管束從二十世紀(jì)80年代至今，換熱器中流振的研究更趨深入與成熟。Paidoussis(1982)，Ziada等（1989），Au—Yang等（1991），Pettigrew等（1998），Weaver等（2000）在總結(jié)大量文獻(xiàn)資料的基礎(chǔ)上發(fā)表的高水平的綜述。陳水生（Chen）(1987)，Blevins(1990),Paidoussis(1998)，林宗虎等（2001）出版的專著，很好地反映了此一時期在流體彈性振動機(jī)理與數(shù)學(xué)模型、兩相流誘發(fā)振動機(jī)理方面的研究、隨機(jī)振動理論與模擬計算方法的應(yīng)用以及基準(zhǔn)參數(shù)與振動判據(jù)的擬定等許多方面所取得的豐碩的成果。經(jīng)過多年實(shí)踐的經(jīng)驗(yàn)，修訂后再版的TEMA標(biāo)準(zhǔn)已將有關(guān)“流體誘發(fā)振動”的內(nèi)容列入正文成為規(guī)定性部分。從二十世紀(jì)80年代至今，換熱器中流振的研究更趨深入與成熟。P我國則是從二十世紀(jì)80年代中期開始進(jìn)行換熱器流振方面的研究，天津大學(xué)的聶清德先生、華南理工的錢頌文先生，在振動機(jī)理、振動特性及防振措施等方面都做了許多工作。管束振動作為附錄也列入了國家標(biāo)準(zhǔn)“管殼式換熱器”（主要是聶清德先生主持）。目前最新版本的國標(biāo)正在修訂階段，還未定稿（天大的聶清德和譚蔚負(fù)責(zé)流體誘發(fā)振動部分）。我國則是從二十世紀(jì)80年代中期開始進(jìn)行換熱器流振方面的研究，2、管束流體誘發(fā)振動產(chǎn)生的機(jī)理2、管束流體誘發(fā)振動產(chǎn)生的機(jī)理在管殼式換熱器的殼程中，單相或兩相流體無論是沿管子軸向還是橫向流過管束時，由流體流動產(chǎn)生的并作用于管子上的動態(tài)力，均會導(dǎo)致管子振動。至于管子振動的機(jī)理，目前比較一致的觀點(diǎn)有以下４種：振動機(jī)理漩渦脫落湍流抖振流體彈性不穩(wěn)定性聲共振在管殼式換熱器的殼程中，單相或兩相流體無論是沿管子軸向還是橫這種振動起因于管子表面周期性脫落的旋渦所產(chǎn)生的周期性流體力。如果旋渦脫落頻率與管子的固有頻率一致，管子便會發(fā)生共振。處于橫向流中的單根圓管，在管子表面上脫落的周期性旋渦，即通常所稱的卡門旋渦。

一、漩渦脫落激振這種振動起因于管子表面周期性脫落的旋渦所產(chǎn)生的周期性流體力。而在管間距較小的管束中是否存在這種規(guī)律性的卡門旋渦，至今仍不十分清楚。但是某種周期性脫落的旋渦使管子發(fā)生共振的可能性是確實(shí)存在的，特別是在液流或高密度的氣流中，周期性的作用力相當(dāng)大，因此管子的振幅也比較大。兩相流體橫向流過管束時，只有當(dāng)體積含氣率或空隙率ε小于１５％時才會發(fā)生周期性的旋渦脫落激振。而在管間距較小的管束中是否存在這種規(guī)律性的卡門旋渦，至今仍不在圓管的前半部，主流到達(dá)Ａ點(diǎn)時，流速變?yōu)榱?，此點(diǎn)稱為前駐點(diǎn)。按照伯努利方程，此點(diǎn)壓力為最大。此后通道逐漸減小，流體為增速減壓，邊界層內(nèi)的流體在順壓情況下向前流動。旋渦脫落的原因在圓管的前半部，主流到達(dá)Ａ點(diǎn)時，流速變?yōu)榱?，此點(diǎn)稱為前駐點(diǎn)。在圓管的后半部，從Ｂ點(diǎn)開始，通道逐漸增大，流體為減速增壓。邊界層內(nèi)的流體除受摩擦力作用外還受到與流動方向相反壓力的作用，動能不斷降低。在Ｓ點(diǎn)之前，只有壁上的流體速度為零。在Ｓ點(diǎn)之后如Ｃ點(diǎn)，除壁上的流體速度為零外，近壁處的流體還發(fā)生停滯與倒流。旋渦脫落的原因在圓管的后半部旋渦脫落的原因ＳＣ′線以下的流體，在逆壓作用下將相鄰的來自上游的流體外擠，使流體不再貼著柱體表面流動，而是從柱體表面脫落，形成邊界層分離的現(xiàn)象。Ｓ點(diǎn)稱分離點(diǎn)。由于ＳＣ′線上下方兩部分流體的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，尾流中將產(chǎn)生大量旋渦。旋渦脫落的原因ＳＣ′線以下的旋渦脫落的原因流體沿圓管繞流所形成的旋渦也與Ｒｅ數(shù)有關(guān)。Ｒｅ數(shù)小于５時，流體貼著圓管表面流動，不發(fā)生邊界層分離的現(xiàn)象，見下圖（a）所示。當(dāng)５～１５≤Ｒｅ＜４０時，層流邊界層從圓管表面上分離，管后兩側(cè)產(chǎn)生一對穩(wěn)定的旋渦，見圖（ｂ）所示。流體沿圓管繞流所形成的旋渦也與Ｒｅ數(shù)有關(guān)。Ｒｅ數(shù)小于５時，流當(dāng)４０≤Ｒｅ＜１５０時，邊界層為層流，圓管背后的兩側(cè)交替而周期性地形成相反旋轉(zhuǎn)方向的旋渦，并從管表面上脫落。在尾流中有規(guī)律順序地交錯排列成兩行的旋渦，此即為通常所稱的卡門渦街，見上圖（c）所示。在上述Ｒｅ數(shù)范圍內(nèi)，渦街為層流。需要指出的是，旋渦從管表面上的每一次脫落均會立即伴隨著流型以及管表面上壓力分布而變化，因此管表面上及尾流中的流體都會處于非穩(wěn)定狀態(tài)。當(dāng)４０≤Ｒｅ＜１５０時，邊界層為層流，圓管背后的兩側(cè)交替而周當(dāng)150≤Ｒｅ＜300時，邊界層為層流，渦街則從層流過渡到湍流。當(dāng)300≤Ｒｅ＜３×?xí)r，為亞臨界區(qū)，邊界層仍為層流，但隨著Ｒｅ數(shù)的增大，分離點(diǎn)將向后駐點(diǎn)移動，見圓管表面上的壓力分布圖中的曲線２與３所示，渦街為湍流。當(dāng)150≤Ｒｅ＜300時，邊界層為層流，渦街則從層流過渡到湍當(dāng)３×≤Ｒｅ＜3.5×?xí)r為過渡區(qū)，邊界層由層流變?yōu)橥牧?。旋渦脫落是不規(guī)則的，卡門渦街消失，湍流的尾流變窄。當(dāng)Ｒｅ≥3.5×?xí)r為超臨界區(qū)，湍流的卡門渦街重現(xiàn)。當(dāng)３×≤Ｒｅ＜3.5×?xí)r為過渡區(qū)，邊界層由層流

邊界層分離現(xiàn)象及其產(chǎn)生機(jī)理C點(diǎn)壓力最大邊界層分離現(xiàn)象及其產(chǎn)生機(jī)理C點(diǎn)壓力最大管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件從單管表面脫落的旋渦頻率可利用捷克物理學(xué)家斯特羅哈由實(shí)驗(yàn)得到的公式來計算:式中：—旋渦脫落頻率，或單位時間產(chǎn)生的旋渦數(shù)，1/s；ｄ—管外徑，ｍ；Ｓｔ—斯特羅哈準(zhǔn)數(shù)，無量綱，是Re數(shù)的函數(shù)。（3）旋渦脫落頻率從單管表面脫落的旋渦頻率可利用捷克物理學(xué)家斯特羅哈由實(shí)驗(yàn)得到管束中的旋渦脫落頻率計算式與式單管的漩渦脫落頻率是相同的，但式單管中的v需改用管間隙處的流速ｖ，斯特羅哈數(shù)也應(yīng)按下圖（陳延年根據(jù)聲共振的數(shù)據(jù)得出的）中的數(shù)據(jù)選取。

管束中的旋渦脫落頻率計算式與式單管的漩渦脫落頻率是相圖管束的Ｓｔ數(shù)圖管束的Ｓｔ數(shù)Fiz-Hugh

提出的覆蓋的節(jié)徑比更大Fiz-Hugh提出的覆蓋的節(jié)徑比更大Weaver

提出利用熱線風(fēng)速儀直接測量的流體周期性數(shù)據(jù)繪制Weaver提出利用熱線風(fēng)速儀直接測量的流體周期性數(shù)據(jù)繪制

根據(jù)受迫振動理論,管子在共振時的振幅可按下式計算

式中—脈動的升力系數(shù)；ξｎ—第ｎ振型時管子的阻尼比；—管子的第ｎ階振型

（5）共振時的振幅根據(jù)受迫振動理論,管子在共振時的振幅可按下式計算（5）共振當(dāng)流速從零開始升高時，從靜止管子脫落的旋渦頻率也增大，由漩渦脫落頻率公式可知，其與流速成線性的關(guān)系。當(dāng)旋渦脫落頻率達(dá)到管子最低的固有頻率時，管子開始沿升力方向共振，振幅劇增。在此后的一段流速范圍內(nèi)，盡管流速繼續(xù)升高，旋渦脫落頻率卻不再增大而是變?yōu)榈扔谡駝庸艿墓逃蓄l率，如同旋渦脫落頻率被固有頻率“捕獲”一般。（4）鎖定區(qū)(Lock-inRegion)當(dāng)流速從零開始升高時，從靜止管子脫落的旋渦頻率也增大，由漩渦相應(yīng)的這段流速范圍稱為鎖定區(qū)，也稱同步區(qū)(synchronizationregion)。一般情況下，在升力方向共振時，鎖定區(qū)內(nèi)無因次流速（

）的范圍是4.5～10；在阻力方向共振時，鎖定區(qū)內(nèi)無因次流速的范圍是1.25～4.5。（4）鎖定區(qū)(Lock-inRegion)相應(yīng)的這段流速范圍稱為鎖定區(qū)，也稱同步區(qū)(synchroni彈性支撐時單圓柱的鎖定區(qū)圖中的陰影部分便是鎖定區(qū)?？梢钥吹?，隨著值的增大，鎖定區(qū)的流速范圍縮小。當(dāng)時，由于阻尼很大，便不存在鎖定區(qū)，管子不再發(fā)生振動。彈性支撐時圖中的陰影部分便是鎖定區(qū)?？梢钥吹?，隨著

根據(jù)受迫振動理論,管子在共振時的振幅可按下式計算

式中—脈動的升力系數(shù)；ξｎ—第ｎ振型時管子的阻尼比；—管子的第ｎ階振型

（6）共振時的振幅根據(jù)受迫振動理論,管子在共振時的振幅可按下式計算（6）共振兩端簡支的管子：求解振動方程可知振型的表達(dá)式為：

（n=1，2，3……）由于為任意常數(shù)，根據(jù)上式所得的各點(diǎn)位移都是相對數(shù)值，應(yīng)用時很不方便，倘若使振型規(guī)范化（或歸一化），則便可解決這一問題，經(jīng)規(guī)范化后振型的表達(dá)式成為，最大位移發(fā)生在x=L/2處。兩端簡支的管子：求解振動方程可知振型的表達(dá)式為：CL的計算CL的計算管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件v(x)為管間隙處非均勻分布的流速（ｍ/ｓ），利用下式可計算其有效值。當(dāng)流速為均勻分布時，Mn為為第ｎ振型的廣義質(zhì)量，Kg/m，且式中，m（x）為單位長度管子的總質(zhì)量，Kg/m。如果質(zhì)量沿管長均勻分布，則Ｍｎ＝ｍv(x)為管間隙處非均勻分布的流速（ｍ/ｓ），將以上諸值代入共振的振幅計算公式中最終可得出簡支管在第１振型共振時的最大振幅，即國標(biāo)中的E24將以上諸值代入共振的振幅計算公式中最終可得出簡支管在第１振型共振條件在管束迎著主流的前幾排管子中，有可能出現(xiàn)周期性的旋渦脫落。如果在操作范圍內(nèi)，旋渦脫落頻率接近管子任何一階的固有頻率，則將導(dǎo)致管子共振。欲要避開共振，需滿足式條件式中ｆｎ—管子第ｎ階固有頻率，Ｈｚ；ｆｓ—最大流速時的旋渦脫落頻率，ＨZ三、流體誘發(fā)振動的計算（1）旋渦激振共振條件三、流體誘發(fā)振動的計算（1）旋渦激振共振時的振幅管子在第１振型共振時，振幅可用下式計算，即振幅的限制條件是：共振時的振幅算例在下圖所示的空氣預(yù)熱器中，管子按轉(zhuǎn)角正三角形排列，管子外徑為25mm，壁厚為0.4mm，長1520mm，管間距38mm。假設(shè)管子兩端為簡支。管子材料的彈性模量為2.04×密度7600kg/m3。管子第１階振型的總阻尼比

。管外空氣的密度為0.64kg/m3，管內(nèi)煙道氣的密度為1.92kg/m3。管間隙處空氣的均勻流速為4.6m/s。根據(jù)計算已知單位管長的總質(zhì)量m=0.237kg/m?，F(xiàn)按旋渦激振機(jī)理檢驗(yàn)管子的振動計算（1）漩渦的脫落頻率；（2）管子的固有頻率；（3）振幅算例

㊣計算漩渦的脫落頻率

由T/d=2Psin60°/d=2×38×/（2×25）=2.63L/d=（P/2）/d=19/25=0.76,由錯列管束的St數(shù)圖查得為St=0.6，再由漩渦脫落頻率計算公式得

㊣計算漩渦的脫落頻率

㊣管子的固有頻率

對于兩端簡支的管子因2，故。管子在第１、第２振型時應(yīng)考慮共振并計算管子的振幅。㊣管子的固有頻率因2，故㊣計算振幅為簡化起見，只計算第１振型時的振幅已知p/d=1.52，排列角為60°時，查升力系數(shù)表CL=0.057，故由于0.02d=0.0005，m，故y1<0.02d，因此管子在共振時振幅很小，不會對管子造成損害。

㊣計算振幅湍流顫振Turbulentbuffeting紊流抖振的機(jī)理首先是由歐文（Owen）提出。他認(rèn)為在節(jié)徑比較小的緊密排列的管束內(nèi)部，管子成為破渦器，使周期性的旋渦衰減并演變成為紊流旋渦。紊流旋渦有一主導(dǎo)頻率（或稱主頻率）且隨橫流速度增加而增加。紊流旋渦的各種頻率成分分布在主導(dǎo)頻率周圍形成一相當(dāng)寬的頻帶。當(dāng)主導(dǎo)頻率與管子的固有頻率一致時，便產(chǎn)生相當(dāng)大的能量傳遞，因而導(dǎo)致管子的振動。湍流顫振紊流抖振的機(jī)理首先是由歐文（Owen）提出。他認(rèn)為在

1、湍流抖振的特征在管殼式換熱器中，為了改善其傳熱與傳質(zhì)效率，經(jīng)常使流體產(chǎn)生最大程度的湍流，而管子本身實(shí)際上也起著湍流發(fā)生器的作用。湍流流體與管子表面接觸時，流體中的一部分動量會轉(zhuǎn)換為脈動壓力，因此在相當(dāng)寬的頻帶范圍內(nèi)對管子施加了隨機(jī)作用力，進(jìn)而激發(fā)了管子振動。在多數(shù)情況下湍流誘發(fā)振動不可避免的。1、湍流抖振的特征湍流流體與管子表面接觸時，流體中的一部湍流抖振時，管子在隨機(jī)脈動力作用下呈隨機(jī)振動，此時管子的振幅較小，因此不會在短時期內(nèi)遭到破壞。但是當(dāng)管子長時間持續(xù)不斷地與支承摩擦，累積損傷最終必將使管壁被磨穿。因此對于核動力裝置中的蒸汽發(fā)生器等操作時間長達(dá)２０年到４０年的設(shè)備，必須評估湍流抖振對其安全帶來的影響。湍流抖振時，管子在隨機(jī)脈動力作用下呈隨機(jī)振動，此時管子的振幅

Owen利用氣體橫向流過管束的實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出了計算湍流抖振主頻率的經(jīng)驗(yàn)公式式中—湍流抖振主頻率，Ｈｚ；ｖ—通過管間隙的橫流速度，m/s；ｄ—管子外徑，ｍ；T、L—分別為管子橫向與縱向的管間距，ｍ。公式是否適用于液體，尚有待實(shí)驗(yàn)證明

3、湍流抖振主頻率Owen利用氣體橫向流過管束的實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出了計算湍流抖振湍流抖振具有明顯的隨機(jī)性，涉及的問題亦相當(dāng)復(fù)雜，因此分析湍流誘發(fā)振動迄今所用的方法仍是建立在隨機(jī)振動理論基礎(chǔ)上的方法，即以分析與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，如傅里葉分析與統(tǒng)計分析相結(jié)合的功率譜分析法。

4、管子的振幅作用在管子上的各種動態(tài)信號，如位移（或振幅）、速度及壓力等都可利用傳感器測定出來。湍流抖振具有明顯的隨機(jī)性，涉及的問題亦相當(dāng)復(fù)雜，因此分析湍流采集到的這些數(shù)據(jù)經(jīng)傅立葉變換后便可得到各種幅度譜，它表明了幅度隨頻率分布的情況。在一般意義上，功率（或能量）與幅度平方成正比，故相應(yīng)地又可得到各種功率譜，它表明了各種頻率成分的功率隨頻率連續(xù)分布的情況。采集到的這些數(shù)據(jù)經(jīng)傅立葉變換后便可得到各種幅度譜，它表明了幅在一般情況下，測量管子的位移比測量管子表面的脈動壓力更湍流為容易。根據(jù)目前研究的進(jìn)展來看，在分析湍流抖振時，只要利用所建立的力與能量之間的關(guān)系，便可直接得出流體激振力的計算公式。但尚缺少必要的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，故難度仍較大。

4、管子的振幅從實(shí)用觀點(diǎn)考慮，重點(diǎn)都放在利用位移與能量之間的關(guān)系來得到管子振幅的計算公式，并制定與此相應(yīng)的振動判據(jù)。在一般情況下，測量管子的位移比測量管子表面的脈動壓力更湍流為利用位移的功率譜密度計算振幅的均方值，根據(jù)定義有下述公式式中ｙ—振幅，ｍ；—位移的功率譜密度，；ｘ—沿管長的距離，ｍ積分時，頻率范圍從零到∞，振幅的均方值即為上個位移功率譜圖中曲線下方的面積。利用位移的功率譜密度計算振幅的均方值，根據(jù)定義有下述公式式中上述的積分式也可改為各振型管子振幅均方值的求和形式，即式中ｎ—振型數(shù)；

ξｎ—管子第ｎ振型的阻尼比。考慮到隨機(jī)的壓力場沿管長的相關(guān)性，對小阻尼的結(jié)構(gòu)可得出下列公式式中，Ｊｎ為第ｎ振型的耦合度，無因次，可用來度量湍流力沿管長分布的一致性上述的積分式也可改為各振型管子振幅均方值的求和形式，即式中，將上面公式綜合化簡后便可得管子振幅的計算公式為為了便于應(yīng)用，通常取振幅的均方根值。對簡支管，

代入上式中，經(jīng)簡化后則有：將上面公式綜合化簡后便可得管子振幅的計算公式為為了便于應(yīng)用，

１、共振的條件在管間距較小的管束深處，流體經(jīng)過曲折流道產(chǎn)生的極度湍流將遏制周期性旋渦的脫落。湍流可能成為激起振動的控制因素。如果湍流抖振主頻率接近管子任何一階的固有頻率，也將導(dǎo)致管子共振。共振時應(yīng)計算管子的最大振幅。１、共振的條件

２、共振時的振幅計算管子在第１振型共振時的振幅可利用在隨機(jī)振動理論基礎(chǔ)上得到的下式，即振幅的限制條件仍然是２、共振時的振幅振幅的限制條件仍然是

3、算例

在下圖所示的空氣預(yù)熱器中，管子按轉(zhuǎn)角正三角形排列，管子外徑為25mm，壁厚為0.4mm，長1520mm，管間距38mm。假設(shè)管子兩端為簡支。管子材料的彈性模量為2.04×，密度7600kg/m3。管子第１階振型的總阻尼比

。管外空氣的密度為0.64kg/m3，管內(nèi)煙道氣的密度為1.92kg/m3。管間隙處空氣的均勻流速為4.6m/s。根據(jù)計算已知單位管長的總質(zhì)量m=0.237kg/m?，F(xiàn)按湍流激振機(jī)理檢驗(yàn)管子的振動計算（1）湍流抖振主頻率；（2）振幅3、算例

（１）計算湍流抖振主頻率并將其代入湍流抖振主頻率的公式得由題可知兩端簡支的管子，故管子在第１、第２振型時應(yīng)考慮共振并計算管子的振幅。（１）計算湍流抖振主頻率并將其代入湍流抖振主頻率的公式得由

（2）振幅的計算仍以第一振型為例進(jìn)行計算。由激振力系數(shù)表可查得，當(dāng)

代入振幅計算公式得

由于0.02d=0.0005m故因此管子在共振時振幅很小，不會對管子造成損害。（2）振幅的計算仍以第一振型為例進(jìn)行計算。由激振力系數(shù)表可流體彈性不穩(wěn)定性也稱流體彈性激振。流體彈性不穩(wěn)定性是動態(tài)的流體力與管子運(yùn)動相互作用的結(jié)果。當(dāng)流體速度較高時，流體給予管子的能量大于管子的阻尼所消耗的能量。在流體力作用下，管子將產(chǎn)生大振幅的振動，很短時間內(nèi)便遭到破壞。無論是氣體、液體、還是兩相流體當(dāng)其流過管束時，最常見到的與最具有破壞性的就是流體彈性不穩(wěn)定性。因此它也是最重要的激振機(jī)理。流體彈性不穩(wěn)定性也稱流體彈性激振。流體彈性不穩(wěn)定性是動態(tài)的流管束中任何一根管子的運(yùn)動都會改變與其相鄰管子周圍的流場，使流場呈非對稱振蕩變化，流體力也隨著變化。變化的流體力將驅(qū)使該管附近的管子也運(yùn)動起來。這些管子的運(yùn)動反過來又改變流場以及作用在原先那根管子上的流體力。因此，一根彈性管位移所導(dǎo)致作用在鄰近管子上的流體力，使后者也產(chǎn)生彈性位移。管子上的流體力不僅與管子本身位移有關(guān)，且與鄰近管的位移也有關(guān)。這種流體力與彈性位移之間相互作用產(chǎn)生的振動便是通常所稱的流體彈性不穩(wěn)定性，或稱為流體彈性激振。（3）流體彈性不穩(wěn)定性1、特性管束中任何一根管子的運(yùn)動都會改變與其相鄰管子周圍的流場，使流

★當(dāng)橫流速度ｖ超過某一界限值，即臨界速度ｖｃ時，管子振幅陡然增大，因?yàn)楣茏诱穹c成正比，在臨界速度前，n=1.5～2.5。在臨界速度后為n/4?！锕茏拥拇笳穹駝邮欠欠€(wěn)態(tài)的，振幅圍繞一平均值上下波動。★當(dāng)橫流速度ｖ超過某一界限值，即臨界速度ｖｃ時，管子振幅陡

★各管子并非單獨(dú)運(yùn)動，而是與鄰管一道從流體吸取能量后沿著左圖所示的橢圓形軌道作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動的?！锵拗乒茏舆\(yùn)動或使一管與其它管子的固有頻率出現(xiàn)差別，常會提高臨界速度，但不會超過４０％。橫向流中管子的流體彈性激振形式★各管子并非單獨(dú)運(yùn)動，而是與鄰管一道從流體吸取能量后沿著左在文獻(xiàn)中有時也會看到稱為射流轉(zhuǎn)換（jetswitching）的機(jī)理。實(shí)際上乃是流體彈性激振的另一種表現(xiàn)形式。振動的產(chǎn)生是由于管子本身的運(yùn)動以及在管子之間出現(xiàn)不斷改變噴射方向的射流對。由于管束中的無因次流速v/(fd)一般不會超過75。因而這種振動很少出現(xiàn)。在文獻(xiàn)中有時也會看到稱為射流轉(zhuǎn)換（jetswitching當(dāng)管束發(fā)生流體彈性激振時，欲要計算臨界速度，從實(shí)用觀點(diǎn)考慮，通常都是利用Connors首先提出的半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式來求得的，即：式中：—臨界速度，m/s；ｍ—包括流體附加質(zhì)量在內(nèi)單位長度管子的質(zhì)量，Kg/m；

ρ—管外流體的密度，Kg/m3；ｆ—管子的固有頻率，1/s；δ—管子的對數(shù)衰減率；Ｋ—經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。當(dāng)管束發(fā)生流體彈性激振時，欲要計算臨界速度，從實(shí)用觀點(diǎn)考根據(jù)connors在單排管中求得的數(shù)據(jù)，Ｋ值取9.9顯然是過高了。建議在右圖所表示的整個質(zhì)量阻尼參數(shù)范圍內(nèi)，對各種排列形式的管束，一律推薦取K=3.3。而ＡＳＭＥ規(guī)范建議，當(dāng)管子在氣體中的阻尼比為0.005在蒸汽或液體中的阻尼比為0.015時，可按圖中的實(shí)線?。耍?.4。管束的穩(wěn)定區(qū)圖根據(jù)connors在單排管中管束的穩(wěn)定區(qū)圖陳水生根據(jù)不同介質(zhì)（空氣，水及兩相流體）和不同排列形式管束的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)也提出了更為詳細(xì)的穩(wěn)定區(qū)圖。在這些圖中實(shí)線以下的區(qū)域?yàn)榉€(wěn)定區(qū)，當(dāng)無因次流速v/(fd)處于此區(qū)域內(nèi)時，管束也不會發(fā)生流體彈性振動。間隙流速ｖ若大于ｖｃ時，管束將發(fā)生流體彈性激振。陳水生根據(jù)不同介質(zhì)（空氣，水及兩相流體）和不同排列形式管束的在橫向流中，流體彈性不穩(wěn)定性是最重要的激振機(jī)理。已知較高的流速下管子發(fā)生流體彈性振動時，管子振幅將非常大，因此必須計算臨界速度ｖｃ。流體彈性不穩(wěn)定的算例在橫向流中，流體彈性不穩(wěn)定性是最重要的激振機(jī)理。已知較高的流

在工程設(shè)計時，可利用ＴＥＭＡ標(biāo)準(zhǔn)推薦的臨界速度計算公式。式中：ｖｃ—臨界速度，m/s；δｓ—質(zhì)量阻尼參數(shù)，無因次，可按下式計算：

Ｋ—不穩(wěn)定常數(shù)，可根據(jù)管子排列形式、節(jié)徑比及質(zhì)量阻尼參數(shù)等由下表所列的關(guān)系式確定；ｂ—指數(shù)，見下表。管束中的流速應(yīng)小于臨界速度，即ｖ＜ｖｃ在工程設(shè)計時，可利用ＴＥＭＡ標(biāo)準(zhǔn)推薦的臨界速度計算公表K與b值表K與b值

2、算例

在下圖所示的空氣預(yù)熱器中，管子按轉(zhuǎn)角正三角形排列，管子外徑為25mm，壁厚為0.4mm，長1520mm，管間距38mm。假設(shè)管子兩端為簡支。管子材料的彈性模量為2.04×，密度7600kg/m3。管子第１階振型的總阻尼比

。管外空氣的密度為0.64kg/m3，管內(nèi)煙道氣的密度為1.92kg/m3。管間隙處空氣的均勻流速為4.6m/s。根據(jù)計算已知單位管長的總質(zhì)量m=0.237kg/m?，F(xiàn)按流體彈性不穩(wěn)定性機(jī)理檢驗(yàn)管子的振動計算（1）質(zhì)量阻尼參數(shù)；（2）確定K，b值；（3）計算vc值。2、算例在下圖所示的空氣預(yù)熱器中，管子按轉(zhuǎn)角正三角（１）計算質(zhì)量阻尼參數(shù)（２）確定Ｋ、ｂ值由排列角60°與δｓ值，查上表知K=2.8，b=0.5。（３）計算ｖｃ:利用臨界速度計算公式計算得故ｖ＜ｖｃ，因此在流速為4.6m/s時，不會發(fā)生流體彈性振動。解：（１）計算質(zhì)量阻尼參數(shù)（２）確定Ｋ、ｂ值（３）計算ｖｃ:利用氣流橫向流過管束時，當(dāng)周期性的旋渦脫落頻率與殼程的聲駐波頻率一致時，流場與聲場耦聯(lián)且相互加強(qiáng)，便會出現(xiàn)聲共振現(xiàn)象。在一般情況下，只產(chǎn)生強(qiáng)烈的噪聲，對換熱器不會造成多大損害。但若旋渦脫落頻率同時與聲頻以及管子的固有頻率合拍，則管子很快便會遭到破壞。氣流橫向流過管束時，當(dāng)周期性的旋渦脫落頻率與殼程的聲駐波頻率當(dāng)旋渦脫落頻率或湍流抖振主頻率接近ｙ方向上的聲駐波頻率時，便產(chǎn)生了聲共振現(xiàn)象，在置有管束的殼體中便將激起強(qiáng)烈的噪聲，聲壓級可高達(dá)１５０～１８０ｄＢ（分貝）。與此相應(yīng)在殼體外部的聲壓級還要提高約（２０～５０）ｄＢ，造成了嚴(yán)重的聲污染。聲壓過高，也將損壞殼體。當(dāng)旋渦脫落頻率或湍流抖振主頻率接近ｙ方向上的聲駐波頻率時，便

據(jù)報道，在空氣預(yù)熱器、動力鍋爐、船用鍋爐、核動力設(shè)備、化工用換熱器及風(fēng)洞試驗(yàn)裝置中都曾出現(xiàn)過聲共振事例。介質(zhì)為空氣、煙道氣、蒸汽及碳?xì)浠衔锘騼上嗔黧w。殼體中放置的是順列管束、錯列管束、單排管、螺旋管或翅片管。據(jù)報道，在空氣預(yù)熱器、動力鍋爐、船用鍋爐、核動力設(shè)備

空殼中聲駐波（固有）頻率可按下式計算式中—聲駐波（固有）頻率，Ｈｚ；ｎ—聲駐波模態(tài)數(shù)，無因次，為半波的倍數(shù)，ｎ為１，２，３……；Ｗ—反射聲波時兩壁面之間的距離，ｍ。對矩形殼體取橫向尺寸ｂ，對圓形殼體，取直徑Ｄ；ｃ—聲速，m/s。空殼中聲駐波（固有）頻率可按下式計算式中—聲駐波（固殼體中有管束時，必將阻礙聲的傳播，聲速有所降低,故取式中—實(shí)際的聲速，ｍ／ｓ；σ—體積比，為管束所占體積與空殼體積之比，如對正三角形排列的管束（下圖所示），可取殼體中有管束時，必將阻礙聲的傳播，聲速有所降低,故取

在聲共振時，殼程空間最大聲壓的均方根值可利用下式來計算。式中ｖ—管間隙處流速；Δｐ—流體通過管束的壓力降，Ｐａ，其值為：式中：ｖ—管子的排數(shù)；μ—摩擦因數(shù)，取平均值為0.07；

ρ—流體的密度，Kg/m3。在聲共振時，殼程空間最大聲壓的均方根值可利用下式來計算與上式中的相應(yīng)的聲壓級為：式中：—基準(zhǔn)聲壓，pa。

考慮到管子的排列形式和節(jié)徑比對聲壓的影響，由上式算出的最大聲壓級還需按下圖予以調(diào)整。下圖中的數(shù)字為加到Ｌｐ上的增（減）值。

殼程空間的聲壓級應(yīng)低于１４０ｄＢ，否則在很高的聲壓作用下，將導(dǎo)致殼體的疲勞破壞。與上式中的相應(yīng)的聲壓級為：式中：—基準(zhǔn)聲壓管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件聲共振的必要條件是聲駐波頻率必須與激振頻率一致，但這并非是充分條件，還要滿足第二個條件，即要求系統(tǒng)還要有足夠高的且能克服聲阻尼的激振能量。聲阻尼是系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、幾何尺寸及雷諾數(shù)等的函數(shù)。格羅皍和阿諾德、陳延年、費(fèi)茲派崔克和唐納德森、翟阿達(dá)等人以及布萊文斯和布雷斯勒等在研究工作的基礎(chǔ)上相繼提出了判斷管束聲阻尼的準(zhǔn)則。聲共振的必要條件是聲駐波頻率必須與激振頻率一致，但這并非是充對順列管束，陳延年建議聲阻尼參數(shù)φ可按下式計算（GB151-1999采用的標(biāo)準(zhǔn)）

式中，Re=vd/γ，γ為流體的運(yùn)動黏度，m2/s。當(dāng)φ＞600，或2000時，便發(fā)生聲共振。前一個數(shù)字適用于實(shí)驗(yàn)設(shè)備，后一個數(shù)字適用于工業(yè)換熱器（由于有更大的聲阻尼）。

若上式用于錯列管束，式中的Ｌ應(yīng)改為２Ｌ。對順列管束，陳延年建議聲阻尼參數(shù)φ可按下式計算（GB151-對順列管束，聲阻尼參數(shù)為：式中Ｍ—馬赫數(shù)，即M=v/ce當(dāng)滿足下列關(guān)系式時：便發(fā)生聲共振。但用于錯列管束時是有爭議的，所以國標(biāo)修正時將其只應(yīng)用于順列管束對順列管束，聲阻尼參數(shù)為：式中Ｍ—馬赫數(shù)，即M=v/ce便

對順列管束，聲阻尼參數(shù)為：

若Ｇｉ值處于圖中（a）曲線的右上方，則有聲共振。圖中縱坐標(biāo)為。對順列管束，聲阻尼參數(shù)為：若Ｇｉ值處于圖中（對錯列管束，聲阻尼參數(shù)為：目前國標(biāo)采用

若Ｇｓ值處于圖（ｂ）中曲線的右上方，則有聲共振。該圖縱坐標(biāo)為2L/h，其中ｈ為管束中氣體噴射的最小寬度，ｍ，其與管間隙ｇ之值有關(guān)。對錯列管束，聲阻尼參數(shù)為：目前國標(biāo)采用若Ｇｓ值處于圖（管間隙ｇ當(dāng)ｇ＞（Ｔｄ）／２時，ｈ＝（Ｔ－ｄ）／２。當(dāng)ｇ＜（Ｔ－ｄ）／２時，ｈ＝ｇ。管間隙ｇ當(dāng)ｇ＞（Ｔｄ）／２時，ｈ＝（Ｔ－ｄ）／２?；诼晧号c聲質(zhì)點(diǎn)速度，沙立文（Sulivan）等提出了能量輸入準(zhǔn)則的表達(dá)式，即式中:Ｍ—馬赫數(shù)；Δｐ—通過管束的壓力降，Ｐａ；ｎ—下標(biāo)，表示模態(tài)數(shù)。

公式左方Ｍ與Δｐ的乘積實(shí)際上代表了均勻無脈動流體在流動時將釋放的能量，其單位為能量/（面積×?xí)r間）。基于聲壓與聲質(zhì)點(diǎn)速度，沙立文（Sulivan）等提出了能量公式右方（Ｍ·Δｐ）ｐ，n為殼程空間產(chǎn)生壓力波時所需的能量，其表達(dá)式為：且0.0086≤d(W×St)≤0.1548公式右方（Ｍ·Δｐ）ｐ，n為殼程空間產(chǎn)生壓力波時所需的能量，為基于聲質(zhì)點(diǎn)速度的能量表達(dá)式，即

式中的值可利用下式求得為基于聲質(zhì)點(diǎn)速度的能量表達(dá)式，即式中的值可利用當(dāng)如果（Ｍ·Δｐ）ｎ小于（Ｍ·Δｐ）ｐ，ｎ或（Ｍ·Δｐ）ｖ，ｎ二值中的大者，則殼程空間不會發(fā)生聲共振。三者的關(guān)系也可利用下圖來示意說明。圖中（Ｍ·Δｐ）ｕｐｐｅｒ，ｎ為處于邊界線上的上限值。邊界線以上為聲共振區(qū)，邊界線以下為非共振區(qū)。當(dāng)如果（Ｍ·Δｐ）ｎ小于（Ｍ·Δｐ）ｐ，ｎ或（Ｍ·Δｐ）ｖ，利用最大聲壓級的計算公式可計算最大聲壓級Ｌｐ，再利用最大聲壓級Ｌｐ的調(diào)整值圖調(diào)整后，如果最大聲壓級小于140dB，則不必考慮聲共振。利用最大聲壓級的計算公式可計算最大聲壓級Ｌｐ，再利用最大聲壓

在上述的聲阻尼計算式中，陳延年公式和費(fèi)茲派崔克式一般均適用于順列管束。盡管ＴＥＭＡ標(biāo)準(zhǔn)與建議用２Ｌ值取代Ｌ值后陳延年式就可用于錯列管束了，但是否正確還應(yīng)通過更多的實(shí)踐予以驗(yàn)證。此次國標(biāo)采用崔克式。

翟阿達(dá)公式與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)比較符合，且提供了錯列管束中聲共振的判據(jù)。國標(biāo)采用

Sulivan-Eisinger公式不僅可用來判斷常見的橫向模態(tài)駐波的聲共振，也可用來判斷ｘ與ｚ向駐波的聲共振。聲阻尼參數(shù)計算公式的總結(jié)在上述的聲阻尼計算式中，陳延年公式和費(fèi)茲派崔克式一般均適用

氣體橫向流過管束時，在垂直于流動方向的兩個方向上均會產(chǎn)生聲學(xué)駐波，見下圖。但是經(jīng)常遇見的典型的駐波，其傳播方向既垂直于流體流動方向，也垂直于管子的軸線。當(dāng)聲波的頻率接近旋渦脫落頻率或湍流抖振主頻率時，便產(chǎn)生聲共振。氣體橫向流過管束時，在垂直于流動方向的兩個方向上均會產(chǎn)

在工程設(shè)計時，預(yù)測管束中的聲共振，可按以下三個步驟進(jìn)行。

1、聲共振計算聲共振主要是發(fā)生在氣流中，在水中發(fā)生聲共振的可能性不大。在工程設(shè)計時，預(yù)測管束中的聲共振，可按以下三個步驟進(jìn)聲頻與激振頻率一致是聲共振的必要條件。如果系統(tǒng)沒有足夠大的激振能量克服聲阻尼，聲共振是不會發(fā)生的。因此計算出聲共振參數(shù)，如聲阻尼參數(shù)，或聲能量參數(shù)，則就可直接算出系統(tǒng)中的聲壓級。值得指出的是，目前各個學(xué)者提出的不同聲共振參數(shù)，尚需更多的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)予以驗(yàn)證。聲頻與激振頻率一致是聲共振的必要條件。如果系統(tǒng)沒有足夠大的激在下圖所示的空氣預(yù)熱器中，管子按轉(zhuǎn)角正三角形排列，管子外徑為25mm，壁厚為0.4mm，長1520mm，管間距38mm。假設(shè)管子兩端為簡支。管子材料的彈性模量為2.04×，密度7600kg/m3。管子第１階振型的總阻尼比

。管外空氣的密度為0.64kg/m3，管內(nèi)煙道氣的密度為1.92kg/m3。管間隙處空氣的均勻流速為4.6m/s。根據(jù)計算已知單位管長的總質(zhì)量m=0.237kg/m，已知空氣的絕壓為0.1Mpa，黏度為

。預(yù)熱器殼體為矩形截面，沿y向的寬度w為2.44m。現(xiàn)欲預(yù)測管束中的聲共振。（1）計算聲速與聲頻；（2）預(yù)測頻率計算；（3）聲壓級計算；（4）聲阻尼參數(shù)計算2、聲共振算例在下圖所示的空氣預(yù)熱器中，管子按轉(zhuǎn)角正三角形2、聲共振算例2、聲共振算例

可取壓縮系數(shù)Ｚ=1，定壓比熱容與定容比熱容之比γ＝1.4，已知ｐ=0.1ＭＰａ，ρ＝0.64×kg/m3，故空殼中的聲速為：（１）計算聲速與聲頻管束的體積比：實(shí)際聲速：聲頻：可取壓縮系數(shù)Ｚ=1，定壓比熱容與定容比熱容之比γ＝知=110.4Hz，=133.6Hz。聲共振范圍計算為故聲共振是可能發(fā)生的。（2）激振頻率計算由于知=110.4Hz，=133.6Hz。聲共振范利用下圖知聲壓級為：SPL=140dB，這正好達(dá)到聲共振的界限值。（3）聲壓級計算利用下圖知聲壓級為：SPL=140dB，這正好達(dá)到聲共振的界①按ＴＥＭＡ標(biāo)準(zhǔn)計算參數(shù)φφ＜２００，由此可判斷預(yù)熱器內(nèi)無聲振動。（4）聲阻尼參數(shù)計算①按ＴＥＭＡ標(biāo)準(zhǔn)計算參數(shù)φφ＜２００，由此可判斷預(yù)熱器內(nèi)無聲②按Ｚｉａｄａ方法，參數(shù)δ的計算故取噴射寬度h=g=13mm（4）聲阻尼參數(shù)計算②按Ｚｉａｄａ方法，參數(shù)δ的計算故取噴射寬度h=g=13mm利用下圖知坐標(biāo)點(diǎn)（2L/h,δ），落在聲共振區(qū)內(nèi)，故預(yù)熱器內(nèi)有聲振動。這一結(jié)論與聲壓級的計算結(jié)果基本相符。（4）聲阻尼參數(shù)計算利用下圖知坐標(biāo)點(diǎn)（2L/h,δ），落在聲共振區(qū)內(nèi)，故預(yù)熱器內(nèi)管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件由前面所述的４種激振機(jī)理，適用于不同的流體流動狀態(tài)。其相對的重要性，可以從下表中看出。本章將重點(diǎn)闡述單相流體橫向流過管束時產(chǎn)生的振動。由前面所述的４種激振機(jī)理，適用于不同的流體流動狀態(tài)。其相對的流動條件流體彈性不穩(wěn)定性旋渦脫落激振湍流激振聲共振軸向流管內(nèi)液體氣體兩相***———************管外液體氣體兩相****———************橫向流單根管外液體氣體兩相———*************—管束外液體氣體兩相**********************—***最重要

**應(yīng)考慮

*有可能—不適用流動條件流體彈性旋渦脫湍流激振聲共振管內(nèi)液體*—*****管3、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)或者計算方法3、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)或者計算方法由于在美國科學(xué)界與工程界對流體誘發(fā)振動的研究有著較深厚的基礎(chǔ)，因此制定相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)與規(guī)范也先行了一步，并提供了許多有益的經(jīng)驗(yàn)。早在1941年便開始出版的美國管式換熱器制造商協(xié)會（TEMA）標(biāo)準(zhǔn)，于1978年發(fā)行第六版時，首次將“管束振動”列入標(biāo)準(zhǔn)。盡管是作為推薦性的切實(shí)可行的方法，并不要求設(shè)計者與制造廠嚴(yán)格遵守執(zhí)行，但對保證換熱器的安全運(yùn)轉(zhuǎn)，仍然起了很大的作用。經(jīng)過十年的實(shí)踐，當(dāng)TEMA標(biāo)準(zhǔn)在1988年，1998年再版時，便更名為“流體誘發(fā)振動”并列入正文第六章，內(nèi)容也得到補(bǔ)充與完善，而且文字?jǐn)⑹龊喢骶珶挘阌趹?yīng)用。一、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范介紹與展望一.TEMA標(biāo)準(zhǔn)第六章簡介由于在美國科學(xué)界與工程界對流體誘發(fā)振動的研究有著較深厚的基礎(chǔ)TEMA標(biāo)準(zhǔn)主要條目為：

◆振動損壞類型與損壞的部位

◆管子固有頻率與阻尼的計算

◆殼程流速的計算

◆管子失穩(wěn)時臨界速度的計算

◆旋渦脫落激振與湍流抖振時的振幅（目前國內(nèi)沒有）

◆檢驗(yàn)聲振動

◆防止振動的措施TEMA標(biāo)準(zhǔn)主要條目為：TEMA標(biāo)準(zhǔn)重點(diǎn)在解決單相流體橫向流誘發(fā)的振動。在計算聲振動時，主要是解決橫向模態(tài)聲駐波的共振問題。

應(yīng)用的激振機(jī)理有4種，即漩渦脫落激振，湍流抖振，流體彈性不穩(wěn)定性與聲共振。關(guān)于管子的固有頻率，TEMA標(biāo)準(zhǔn)推薦的是一種簡化的計算方法。將多跨管視為多根具有不同支承條件的單跨管，單跨管的最低的固有頻率便作為多跨管的固有頻率。很顯然，計算的結(jié)果是偏低的。TEMA標(biāo)準(zhǔn)重點(diǎn)在解決單相流體橫向流誘發(fā)的振動。在計算聲振動值得指出的是TEMA標(biāo)準(zhǔn)提出的計算殼程橫流速度的公式，較全面地考慮了流體流動時存在的短路與泄漏，適用于E類換熱器殼體、單弓形折流板與單相流體的場合。按其規(guī)定，橫流速度V的計算式為：

式中－殼程流體的流量，㎏/s；－殼程流體的密度，㎏/m3；計算時涉及的常數(shù)有:值得指出的是TEMA標(biāo)準(zhǔn)提出的計算殼程橫流速度的公式，較全面

為了適應(yīng)核電廠設(shè)備安全運(yùn)轉(zhuǎn)與發(fā)展的需要，1995年ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范開始將“管與管束的流體誘發(fā)振動”作為非限定性規(guī)范列入第三篇附錄N中，并使其成為核電廠設(shè)備制造規(guī)則以及核電廠操作維護(hù)規(guī)范的一個組成部分。實(shí)際上其基本思路與主要內(nèi)容早已發(fā)表于1991年的文獻(xiàn)。二、ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范第三篇附錄N－1300簡介二、ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范第三篇附錄

附錄N中有關(guān)流體誘發(fā)振動的條目共有26個。主要是檢驗(yàn)單相流體在橫向流與軸向流中管束的振動，但不包含聲振動。故應(yīng)用的橫向流激振機(jī)理為旋渦脫落激振、湍流抖振與流體彈性不穩(wěn)定性。而應(yīng)用的軸向流激振機(jī)理則僅為湍流激振。與TEMA標(biāo)準(zhǔn)不同的是對所推薦的預(yù)測振動的計算公式都給以簡要的說明并標(biāo)有出處。還列出設(shè)計計算的步驟。這里不再贅述。二、ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范第三篇附錄N－1300簡介二、ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范第三篇附錄

1992年美國柏柏柯克公司（BabcockComp）聯(lián)合中心的Sandifer，J.B.根據(jù)研究結(jié)果與文獻(xiàn)資料制定了“防止換熱器中流體誘發(fā)振動的指南”并發(fā)表在WRC公報372號上。這份指南闡明了以下四個問題

1.橫向流中流體誘發(fā)振動的機(jī)理

2.可靠的預(yù)測振動的方法

3.數(shù)據(jù)庫與驗(yàn)收準(zhǔn)則

4.減少振動最有效的參數(shù)三、美國焊接研究委員會公報372號與389號（一）WRC公報372號簡介三、美國焊接研究委員會公報372號與389號（美國焊接研究委員會公報關(guān)于激振機(jī)理，指南的基本觀點(diǎn)與TEMA標(biāo)準(zhǔn)是相同的。但來龍去脈闡述得更為詳細(xì)、清楚。對每一種預(yù)測振動的計算方法都附有例題，便于學(xué)習(xí)應(yīng)用。報告的作者有這樣一種觀點(diǎn)，即在流體誘發(fā)振動領(lǐng)域中，有許多不可預(yù)期的情況，從某種程度上說，流體誘發(fā)振動是經(jīng)驗(yàn)的科學(xué)。故應(yīng)重視收集大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。而一些計算方程中的常數(shù)，就是在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上提出的。這些數(shù)據(jù)可從公開發(fā)表的文獻(xiàn)中獲得。至于驗(yàn)收準(zhǔn)則，與TEMA標(biāo)準(zhǔn)有所不同，多偏于從安全方面來考慮。兩者的對比可參見下圖所示。

美國焊接研究委員會公報關(guān)于激振機(jī)理，指南的基本觀點(diǎn)與TEMA避免振動的驗(yàn)收準(zhǔn)則避免公報發(fā)表于1994年，內(nèi)容涉及兩部分，即聲共振與兩相流誘發(fā)振動時管束的阻尼1.換熱器管束中的聲共振作者Blevins的報告從兩方面補(bǔ)充了公報372號中涉及的相應(yīng)的內(nèi)容。（1）發(fā)表了大量的有關(guān)殼體中放有單管、管排特別是管束時聲共振的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)并提出了計算聲壓的半經(jīng)驗(yàn)的關(guān)系式。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，作者認(rèn)為在下列節(jié)徑比較小的管束中，第１振型的聲共振將受到抑制。對順列管束Ｌ／ｄ＝Ｔ／ｄ＜1.４對錯列管束Ｌ／ｄ＜1.５，Ｔ／ｄ＜1.6（二）WRC公報389號簡介（二）WRC公報389號簡介（2）提出聲共振設(shè)計步驟

第一步收集數(shù)據(jù)，包括管子外徑d，節(jié)徑比T/d與L/d、管子排列形式，殼體寬度W或直徑D，通過管束的壓力降，殼程氣體的聲速C與實(shí)際聲速，管間隙處的流速V等。第二步計算聲頻。第三步計算旋渦脫落頻率。第四步計算共振時的聲壓級。第五步必要的防振措施。（2）提出聲共振設(shè)計步驟2.兩相流換熱器管束的振動阻尼

進(jìn)入二十世紀(jì)80年代以后，由于核工業(yè)的發(fā)展與設(shè)備安全運(yùn)轉(zhuǎn)的需要，兩相流誘發(fā)振動的研究更加受到工程界的關(guān)注。因?yàn)閮上嗔髦泄茏拥淖枘崾怯绊懻駝拥闹匾獏?shù)。故在WRC389號公報中Pettigrew等用了大量篇幅報道這方面的研究成果。報告的多半部分是數(shù)據(jù)庫，發(fā)表了大量的兩相流中管子阻尼的試驗(yàn)結(jié)果。

2.兩相流換熱器管束的振動阻尼報告的其他部分是數(shù)據(jù)分析，力圖從諸多的影響因素中，分清主次，再經(jīng)歸納總結(jié)，提出計算兩相流中管子阻尼的半經(jīng)驗(yàn)公式。管子總阻尼比ξＴ的計算公式為：

ξＴ＝ξＶ＋ξＳ＋ξＴＰξＶ———黏性的阻尼比；ξＳ———結(jié)構(gòu)的阻尼比；ξＴＰ———兩相流中管子的阻尼比報告的其他部分是數(shù)據(jù)分析，力圖從諸多的影響因素中，分清主次，由以上的介紹可以看出TEMA標(biāo)準(zhǔn)與ASME鍋爐壓力容器規(guī)范所制定的關(guān)于流體誘發(fā)振動的部分均著重于制造與設(shè)計方面，而WRC公報No372與No389則著重于使用、服務(wù)與技術(shù)的推廣。各有所長，都有許多值得借鑒之處。由以上的介紹可以看出TEMA標(biāo)準(zhǔn)與ASME鍋爐壓力容器規(guī)范所進(jìn)入二十世紀(jì)七十年代以后，我國不少工廠不斷出現(xiàn)換熱器管束振動與聲共振的事故。試驗(yàn)裝置中還曾發(fā)生高達(dá)125dB的噪聲以及三頻（聲頻，管頻，激振頻率）共存的情況，使管子很快遭到破壞。工業(yè)實(shí)踐提出了盡快解決換熱器振動的要求。在我國科學(xué)研究工作的基礎(chǔ)上并借鑒國外的經(jīng)驗(yàn)，全國壓力容器標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會于組織編制鋼制管殼式換熱器GB151－1989時，以參考件的名目將“管束振動”列入附錄。目前GB151-2012僅為參考的版本，一些內(nèi)容需細(xì)化。GB151-2015尚在印刷中，沒有見到。四、《管殼式換熱器》GB151附錄E簡介進(jìn)入二十世紀(jì)七十年代以后，我國不少工廠不斷出現(xiàn)換熱器管束振動

《管殼式換熱器》其主要內(nèi)容為：

1.流體誘發(fā)振動的計算。

2.換熱管固有頻率的計算。與TEMA標(biāo)準(zhǔn)不同的是在計算多跨管的固有頻率時無論是直管還是U型管，都是根據(jù)不同的支承條件，推薦了較為精確的計算方法。

3.振動的判據(jù)。

4.防振措施?！豆軞な綋Q熱器》其主要內(nèi)容為：五、存在的問題與待研究的課題盡管目前通過專門的分析方法，在設(shè)計階段便可避免換熱器中流體誘發(fā)的振動。但因很大程度上是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)和有限的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，因此設(shè)計準(zhǔn)則往往過度地偏于保守。五、存在的問題與待研究的課題盡管目前通過專門的分析方法，在設(shè)今后的工作是更深入地研究各種振動機(jī)理、建立數(shù)據(jù)庫提供大量可靠的基本數(shù)據(jù)、擬訂更精確的設(shè)計準(zhǔn)則、發(fā)展計算流體力學(xué)（CFD）并使其成為解決工程問題的有效手段。今后的工作是更深入地研究各種振動機(jī)理、建立數(shù)據(jù)庫提供大量可靠1.在很多情況下，現(xiàn)有的St數(shù)圖能滿足旋渦脫落共振計算要求。但也應(yīng)看到由于選用的阻尼系數(shù)過于保守，很難預(yù)測真正的鎖定現(xiàn)象究竟在何時發(fā)生以及共振強(qiáng)度的大小。

升力系數(shù)、相關(guān)長度與耦合度也同樣存在偏大的問題。

（一）橫向流誘發(fā)的振動1.在很多情況下，現(xiàn)有的St數(shù)圖能滿足旋渦脫落2.精確地預(yù)測湍流抖振，取決于受迫振動方程中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠程度。遺憾的是，目前不少數(shù)據(jù)是通過間接的方法得來的。如相關(guān)函數(shù)或相關(guān)長度，最好利用動態(tài)的壓力傳感器直接測量的數(shù)據(jù)。但是將傳感器裝入小管內(nèi)，困難很大。如在大型裝置中和大管中安裝，情況會好轉(zhuǎn)（但受到現(xiàn)場試驗(yàn)的約束）。

2.精確地預(yù)測湍流抖振，取決于受迫振動方程中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠程3.利用Connors公式或類似的公式計算臨界速度，結(jié)果往往偏高。問題還在于對流體彈性失穩(wěn)的機(jī)理、鄰管對振動管的耦聯(lián)作用，管子排列形式與管間距的影響等要作更深入的探討。3.利用Connors公式或類似的公式計算臨界速度，結(jié)果往往（二）軸向流誘發(fā)的振動從基礎(chǔ)方面而言，應(yīng)在非線性動力學(xué)方面開展研究工作。從實(shí)際方面而言，需要模擬：柔性殼受旋轉(zhuǎn)流體的作用；殼體在高度封閉下受環(huán)向流體、洩漏流體的作用；特別是在用CFD分析時，應(yīng)盡可能模擬真實(shí)的流體邊界條件，以及邊界條件對動力學(xué)的影響。（二）軸向流誘發(fā)的振動（三）兩相流誘發(fā)的振動要進(jìn)行的工作有：（1）流型區(qū)對振動的影響。（2）阻尼的機(jī)理。（3）從能耗觀點(diǎn)研究管子支承處的摩擦損失。（4）振動研究與傳熱耦合的影響（三）兩相流誘發(fā)的振動管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施(一)保定金能公司管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施保定金能公司主要內(nèi)容5、管殼式換熱器防振措施3、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)或者計算方法2、管束流體誘發(fā)振動產(chǎn)生的機(jī)理1、換熱器流體誘發(fā)振動的簡介4、我國標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于管束振動的內(nèi)容6、管束流體誘發(fā)振動的計算實(shí)例主要內(nèi)容5、管殼式換熱器防振措施3、國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)或者計算方法21、換熱器流體誘發(fā)振動的簡介1、換熱器流體誘發(fā)振動的簡介在管殼式換熱器中通常用設(shè)置折流板的方法，使殼程流體橫向流過管束來改善傳熱。在規(guī)定的壓力降范圍內(nèi)，最大程度地增大殼程流速。不僅強(qiáng)化了傳熱，還可減少管子表面上的污垢。但隨著流速的提高，又由于高強(qiáng)度材料的應(yīng)用以及換熱器尺寸朝大型化發(fā)展，增加了換熱管的撓性。換熱器振動與破壞的事故便越來越多。早在二十世紀(jì)50年代，便有換熱器振動破壞的報道，但當(dāng)時并未引起人們足夠的重視。1.1換熱器事故調(diào)查在管殼式換熱器中通常用設(shè)置折流板的方法，使殼程流體橫向流過管后來隨著核能技術(shù)的發(fā)展，由于核動力部門對設(shè)備的安全有著非常嚴(yán)格的要求，并考慮到巨額的設(shè)備與維修費(fèi)用，因此對換熱器的振動給予了特別的關(guān)注，據(jù)統(tǒng)計，1962年到1977年期間，在美國17個反應(yīng)堆系統(tǒng)中就有蒸汽發(fā)生器、堆芯控制棒、燃料棒等因發(fā)生振動而導(dǎo)致系統(tǒng)停工或減產(chǎn)。后來隨著核能技術(shù)的發(fā)展，由于核動力部門對設(shè)備的安全有著非常嚴(yán)1969年美國原子能委員會反應(yīng)堆和工藝部（USAE—DRDT）對19個反應(yīng)堆進(jìn)行調(diào)查，發(fā)現(xiàn)其中9個反應(yīng)堆一回路的換熱器有振動。其它如英國安格賽核電站、韓國漢城核電站、日本東海村核電站，加拿大道格拉斯角核電站、意大利特里諾核電站、等也曾發(fā)生堆芯或管束振動的事故。僅以英國安格賽核電站為例，由于鍋爐爐管振動而停工，用了近三年的時間才得以恢復(fù)，每天損失為10萬英鎊。1969年美國原子能委員會反應(yīng)堆和工藝部（USAE—DRDT1969年美國管殼式換熱器制造商學(xué)會（TEMA）調(diào)查其下屬單位時發(fā)現(xiàn)，由11個公司制造的42臺換熱器中，發(fā)生振動的有24臺。1972年美國傳熱研究公司（HTRI）在所調(diào)查的66臺換熱器中，發(fā)生振動的竟高達(dá)54臺。

1969年美國管殼式換熱器制造商學(xué)會（TEMA）調(diào)查其下屬單在電廠、石油化工廠、煉油廠、烴加工廠中的換熱器、船用廢熱鍋爐的預(yù)熱器等發(fā)生振動、泄漏破壞的事例也屢見不鮮。我國從20世紀(jì)70年代開始相繼在北京、天津、上海等地的化工廠、電廠、核反應(yīng)堆系統(tǒng)的換熱器、空氣預(yù)熱器中也曾發(fā)生過管子的振動與聲振動。在電廠、石油化工廠、煉油廠、烴加工廠中的換熱器、船用廢熱鍋爐二十世紀(jì)60年代，已有較多學(xué)者從事?lián)Q熱器中流體誘發(fā)振動的研究。70年代初便已具備召開專題學(xué)術(shù)會議的條件。1970年美國阿貢國家實(shí)驗(yàn)室（ANL）主辦了“反應(yīng)堆系統(tǒng)部件中流體誘發(fā)振動”會議，美國機(jī)械工程師協(xié)會（ASME）主辦了“換熱器中流體誘發(fā)振動”會議，標(biāo)志著一個新階段的開始。

1.2換熱器流體誘發(fā)振動的學(xué)術(shù)會議二十世紀(jì)60年代，已有較多學(xué)者從事?lián)Q熱器中流體誘發(fā)振動的研究由于受到許多國家的學(xué)者的重視與參與，此后國際性的專題學(xué)術(shù)會議接連不斷。1972年在德國卡爾斯魯厄(Karlsruhe)召開了“流體誘發(fā)結(jié)構(gòu)振動”會議。1973、1978、1983年相繼在英國凱斯韋克（Keswick）召開“工業(yè)中的振動問題”會議與“原子能工廠中的振動”會議。歷屆壓力容器技術(shù)會議（ICPVT）、反應(yīng)堆技術(shù)中的結(jié)構(gòu)力學(xué)國際會議（SMIRT）、流體誘發(fā)振動與噪聲（FIV+N）國際會議、從1987年開始每年都開的美國壓力容器及管道（PVP）會議，都將換熱器振動列為重要主題之一。由于受到許多國家的學(xué)者的重視與參與，此后國際性的專題學(xué)術(shù)會議1.3換熱管振動破壞的形式碰撞損傷折流板切割管與管板處液漏疲勞破壞聲振動換熱管振動破壞形式1.3換熱管振動破壞的形式碰撞損傷折流板切割管與管板處液換熱器的振幅較大時，相鄰管之間或管與殼體之間便相互碰撞。位于無支撐跨距中點(diǎn)的管子表面受到磨損而出現(xiàn)菱形斑點(diǎn)，時間長了，管壁變薄甚至破裂。1、碰撞損傷1.3換熱管振動破壞的形式換熱器的振幅較大時，相鄰管之間或管與殼體之間便相互碰撞。位于為了便于換熱管在組裝時容易穿過所有折流板上的管孔，管孔一般比換熱管的外徑大0.4～0.7mm。由于存在間隙，管子在振動時不斷撞擊折流板管孔，猶如遭到折流板的切割。因而導(dǎo)致管壁變薄或出現(xiàn)開口。2、折流板切割為了便于換熱管在組裝時容易穿過所有折流板上的管孔，管孔一般比用脹管法固定的管子，振動時呈彎曲變形。接合處的管子，受力最大。有可能從脹接處松開或從管孔中脫出造成漏泄甚至斷裂1.3換熱管振動破壞的形式3、管與管板處液漏4、疲勞破壞

管子在振動時反復(fù)的受彎曲應(yīng)力的作用。如果應(yīng)力相當(dāng)高且振動延續(xù)時間很長，管壁將因疲勞而破裂。如果管子的材料存在裂紋且裂紋處于應(yīng)力場中的關(guān)鍵部位，或者管子還同時受到腐蝕與沖蝕的作用，疲勞破壞加速用脹管法固定的管子，振動時呈彎曲變形。接合處的管子，受力最大氣體流過管束時，將引起殼程空腔中的氣柱振蕩而產(chǎn)生駐波。當(dāng)駐波的頻率與周期性的旋渦頻率一致，便會激起聲振動。這也是一種共振現(xiàn)象。聲振動時，會產(chǎn)生令人難以忍受的強(qiáng)烈的噪聲。過高的聲壓級還要損壞換熱器的殼體。當(dāng)聲共振的頻率與管子的固有頻率一致時，管子的振動加劇且很快遭到破壞。飛機(jī)起飛時的分貝值大約在110-130；高速的汽車可達(dá)到85分貝；換熱器有時可達(dá)到150分貝；1.3換熱管振動破壞的形式5．聲振動氣體流過管束時，將引起殼程空腔中的氣柱振蕩而產(chǎn)生駐波。當(dāng)駐波1.4振動實(shí)例揚(yáng)子石化公司鈦冷凝器的失效：PAT裝置12臺鈦冷凝器（1億元），經(jīng)過十年左右的運(yùn)行，均發(fā)生了不同程度的泄露等失效形式。嚴(yán)重影響了化工廠生產(chǎn)和循環(huán)水系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。泄露還導(dǎo)致了冷凝器殼體、膨脹節(jié)、管板、循環(huán)水系統(tǒng)裝備發(fā)生不應(yīng)該發(fā)生的腐蝕與損壞。1.4振動實(shí)例揚(yáng)子石化公司鈦冷凝器的失效：管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件管殼式換熱器流體誘發(fā)振動機(jī)理及防振措施01課件若管殼式換熱器中不設(shè)置折流板，殼程流體為軸向流過管束（a），設(shè)置折流板后，殼程流體在折流板之間為橫向流過管束（b）。橫向流中的管束的危害更大。１、２—流體進(jìn)口；３—管子；４、５—流體出口易受激振的部位若管殼式換熱器中不設(shè)置折流板，殼程流體為軸向流過管束（a），管子所有的各個部位都有被振壞的可能。而處于下述部位的管子更易受到流體激振而破壞。通過折流板缺口部位的管子的跨距，明顯地要比通過中央部位的管子的跨距來得大。在前一種情況下，管子撓性大，管子的固有頻率較低，振動的傾向更大。在U形管換熱器中，安置在外側(cè)，愈靠近殼體的U形管1（右圖）具有更低的固有頻率，受流體激振的影響也更為明顯。１—外側(cè)Ｕ形管；２—內(nèi)側(cè)Ｕ形管；易受激振的部位管子所有的各個部位都有被振壞的可能。而處于下述部位的小直徑的殼程流體進(jìn)出口接管，管束外圍與殼體內(nèi)壁之間的距離T過小圖（a），一般設(shè)置改變流體流向的障礙物，如防沖擋板、密封條（見下圖（b））等，但都會使局部處成為高流速區(qū)，很易激起附近管子的振動。

１—?dú)んw；２—管子；３—防沖擋板；４—接管；５—管束外圍周線１—密封條；２—管子高流速區(qū)的管子１—?dú)んw；２—管子；１—密封條；高流速區(qū)的管子換熱器中流體誘發(fā)的振動作為專門的學(xué)術(shù)研究領(lǐng)域，從形成、發(fā)展到逐漸成熟迄今已有近50年的歷史。它的發(fā)展還得益于對飛機(jī)機(jī)翼的顫動以及懸索橋與煙囪的流振研究后所建立的基礎(chǔ)。1.4國內(nèi)外研究概況換熱器中流體誘發(fā)的振動作為專門的學(xué)術(shù)研究領(lǐng)域，從形成、發(fā)展到自二十世紀(jì)60年代到70年代，對單相流體沿橫向與軸向繞流管束時誘發(fā)的管子振動與聲振動的研究，已取得相當(dāng)大的進(jìn)展。1977年契諾韋士（Chenoweth）發(fā)表的技術(shù)報告對此有全面的介紹與總結(jié)。TEMA標(biāo)準(zhǔn)順應(yīng)工程界的要求，不失時機(jī)地于1978年將“流體誘發(fā)振動”部分作為推薦性的切實(shí)可行的方法予以頒布，使工程技術(shù)人員在設(shè)計階段便能注意避免換熱器的振動。1.4國內(nèi)外研究概況自二十世紀(jì)60年代到70年代，對單相流體沿橫向與軸向繞流管束從二十世紀(jì)80年代至今，換熱器中流振的研究更趨深入與成熟。Paidoussis(1982)