摘要:针对某一型号管壳式换热器管程入口和出口处容易损坏的问题,采用有限元模态分析和试验模态分析相结合的方法,对其动态特性进行了分析。研究结果表明其固有频率在180 Hz以上,避开了流体诱导振动产生的激振频率,但需加强其管程入口和出口处的刚度和壳体螺栓连接部位的连接强度。有限元模态分析方法可为其他类型管壳式换热器的动态特性快速评价和可靠性优化设计提供参考。
关键词:管壳式换热器;流体诱导振动;振动特性;有限元分析;试验分析
引言
管壳式换热器广泛用于化工、炼油、热能动力等工业行业,是一种通用性的过程设备[ 1 ] 。为了提高换热性能,应尽可能地提高流速,而流速越高就越容易诱发管束的振动[ 2 ] 。据不完全统计,因流体诱导振动引发换热器局部失效甚至整体报废的换热器几乎占损坏的30%。需要在设计中采取必要的措施,使管子对激励的响应限制在安全范围以内,即在换热器的设计寿命期内避免发生由振动引起的破坏[ 3 ] 。
本研究以化工设备中某一横流式管壳换热器为例,对其结构的振动特性进行基于有限元和试验的模态分析,为换热器结构的设计提供参考,尽可能减小流体诱导振动的影响。
1流体诱导振动机理
管壳式换热器内流体的运动十分复杂:有管束上的横向流、轴向流、旁通流等;管束两端的进出口有滞留区。
各流路流体的流速和方向不断的发生不规则的变化,使传热管处在不均匀的力场中,受到流体流动的各种激发力的作用,极易产生振动。当诱导振动的频率与换热器的固有频率接近时,换热器就会产生强烈的振动。
流体横掠换热管时,如果流动雷诺数大到一定程度,就会在管子背面两侧产生周期性交替脱落的反对称漩涡尾流,即卡曼涡街。漩涡的交替产生和脱落使管子两侧产生垂直于流向的周期性激振力,导致管子发生振动[ 4 ] ,其振动频率等于漩涡脱落频率。当管径一定时,流速越大,流体诱导振动频率也越大。当漩涡脱落频率接近或等于管子固有频率时,就会产生强烈的振动。
紊流中脉动变化的压力和速度场不断供给管子能量,当紊流脉动的主频率与管子的固有频率相近或相等时,管子吸收能量并产生振动[ 5 ] 。通常认为,当管子间距较大时,卡曼漩涡的影响是主要的;当管子间距较小时,由于没有足够的空间产生漩涡分离,紊流的影响是主要的。当管子间距与管径之比小于1. 5时,漩涡分离一般不会引起管子大振幅的振动。
当流体横向流过管束时,由于流动状态的复杂性,可能使管束中某一根管子偏离原来的静止位置,发生瞬时位移,这会改变其周围的流场,从而破坏相邻管子上的力平衡,使之产生位移而处于振动状态。当流体速度大到某一程度时,流体弹性力对管束所做的功大于管子阻尼作用所消耗的功,管子的响应振动振幅将迅速增大,直到管子间相互碰撞而造成破坏。研究表明,流体速度较低时,振动可能由漩涡脱落或紊流抖振引起,而在速度较高区域,诱发振动机理主要是流体激振[ 6 ] 。
2管壳式换热器有限元模态分析
目前机械结构动力学分析大多是建立在有限元和实验模态分析的基础上,本研究从理论和实验两个方面研究管壳式换热器的振动特性。
2. 1有限元模型的建立
应用三维参数化技术及Pro /Engineer软件,根据管壳式换热器的实际结构,本研究建立了其三维实体模型。将实体模型以通用格式IGES导入HyperMesh进行有限元模型的建立,以保证分析模型与设计模型的一致性,提高分析的准确性。
本研究采用四面体十节点三维实体线性单元对实体进行有限元网格划分,每个节点含有3个平移自由度, 该单元具有二次迭代的特性,适用于划分不规则网格的模型。
对管束和管板、折流板的焊接部位采用焊接单元,总共有网格节点17 201个,单元数65 601个。管壳式换热器的有限元模型如图1所示。
图1管壳式换热器有限元模型
2. 2有限元模态结果及分析
笔者将在HyperMesh环境下建立的有限元模型导入Nastran以进行模态分析。结构的振动可以表示为各阶固有振型的线性组合,由于低阶的振型对结构的动力影响程度比高阶振型大,因此,低阶振型决定了结构的动态特性。在本研究中,只考虑其自由状态的自振频率,提取箱体的前8阶模态,其结果如表1所示。表1管壳式换热器前8阶有限元模态
 由模态分析结果可知管壳式换热器的固有频率在180 Hz以上,通过该管壳式换热器的设计参数和极限工况并结合文献[ 7 ]的理论可得其最高激振频率为102 Hz,从而避开了流体诱导振动产生的激振频率,其整体设计基本合理。
通过对管壳式换热器各阶的模态振型比较,发现如图2～图4所示第一、三、五阶的模态振型具有典型的意义。可知管壳式换热器的螺栓连接处和出口、入口处的相对振型较大,并且出口和入口处的模态振型与流体流向相一致,容易引起该处的强烈振动。因此在设计的时候可以考虑增加管程入口和出口处的壁厚,在安装时有必要对螺栓联接部位进行螺栓预紧力的校核,防止该处在工作过程中松动甚至与壳体相脱离。
3管壳式换热器模态试验
3. 1试验方案
管壳式换热器用弹性绳悬挂在刚性框架中,近似获得模态测试的自由- 自由边界条件。采用LMS结构振动测试系统进行试验,使用PCB公司ICP型加速度传感器333B30 采集被测点的加速度信号, 通过002C30传输电缆接入SC2305UTP数采前端的V12ADSP数据处理模块,并进行加窗、平均等预处理。数采前端和计算机连接,以实现数据的双向传输。经过预处理的各通道数据送入LMS Test. Lab软件进行模态分析。模态试验现场如图5所示。
图5换热器模态试验现场示意图
管壳式换热器可视为连续的弹性体,具有无限多模态。管壳式换热器共布置测点24个,测点布置线架模型如图6所示。
实验采用单输入、多输出( SIMO)方法,使用前端加装208C02力传感器的086C40模态力锤,固定一个敲击点,从多个输出测点采集信号。为了获得高精度的振型信息,须合理选择激励位置,尽可能使分析频段内的所有振型得到充分激励。选取换热器壳体上刚度较大的5测点激励,并且将力传感器信号接入参考输入通道。试验方案如图7所示。
3. 2实验数据采集
力锤激励频谱在所有频段内可视为等强度,包含的频率成分多,容易激起结构的多阶固有模态。为提高激励信号的信噪比, 实验中对输入的力信号加Force2Exponential力窗,并观察测点响应和激励之间的相干函数,剔除相干系数在0. 8以下、锤击质量不佳的测试数据。每次试验测量10次,并对测量数据做线性平均处理,将平均频响函数作为测量结果,减少误差。由于试验对象是小阻尼系统,采样时间短,响应衰减慢,响应信号容易产生能量泄露,所以对各测点加速度响应信号加Hamming窗,加速振动的衰减,避免了频响函数的泄露,提高了频响函数的精度。采样频率设为1 200 Hz,频率分辨率为0. 6 Hz。
3. 3实验频带的选择
为了充分考虑换热器在尽可能宽地的频率范围的动态特性,校核换热器在不同流体诱导振动和其他振动源的影响下,在各种可能受到的激振的频率范围的工作性能,本试验将试验分析的频段选为0～1 024 Hz,并采集管壳式换热器在该频率范围的响应数据。
3. 4试验结果及分析
本研究采用PolyMAX法对管壳式换热器实验结果进行分析,得到的集总频响函数图,如图8所示。管壳式换热器前8阶试验模态如表2所示。
图8 换热器集总频响函数图
表2管壳式换热器前8阶试验模态
 通过表1和表2对比发现,试验模态参数识别得到的各阶模态参数与有限元分析得到的分析模态参数相一致,证明了本研究所采用的有限元模态分析方法基本正确,所得的模态参数准确反映了管壳式换热器的动态特性[ 8 ] 。
由图8可知,悬挂系统的基准频率是7. 9 Hz,远远低于其一阶固有频率,证明本次试验的悬挂方式满足了自由模态试验的要求。
4结束语
研究结果表明,有限元模态分析和实验模态分析结果相一致,模态参数较为准确地反映了本研究的管壳式换热器的动态特性。管壳式换热器的固有频率在180Hz以上,其设计基本合理,避开了流体诱导振动产生的激振频率,但需要加强其管程入口和出口处的刚度,加强螺栓结合部的联接强度,提高整体的动态特性。
本研究的有限元模态分析基本准确,已被试验分析所证明,可为其他类型管壳式换热器的动态特性快
速评价和可靠性优化设计提供参考。
参考文献( References) :
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[ 5 ] WEAVER D S, GROVER L K. Cross2flow induced vibrations in a tube bank2turbulent buffeting and fluid elastic instability [ J ]. Journa l of Sound and Vibra tion, 1978, 59(2) : 277 - 294.
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