低溫多效海水淡化蒸發(fā)器換熱管振動(dòng)監(jiān)測(cè)與分析

侯 峰，張 奭，劉 瑞，陳向民，向沫煜，李錄平

（1.河北國(guó)華滄東發(fā)電有限公司，河北 滄州 061113；2.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410014）

隨著氣候變化、人口增長(zhǎng)、環(huán)境污染等問(wèn)題造成的水資源日益短缺，海水淡化越來(lái)越受到世界各國(guó)的重視，發(fā)展海水淡化技術(shù)成為解決淡水資源不足的有效方式之一[1]。低溫多效蒸發(fā)海水淡化（Multieffect evaporation desalination）方法是在傳統(tǒng)的蒸發(fā)法的基礎(chǔ)上發(fā)展起來(lái)的，其主要原理是將蒸發(fā)產(chǎn)生的二次蒸汽再作為加熱蒸汽來(lái)對(duì)下一效海水進(jìn)行加熱。低溫多效蒸發(fā)技術(shù)具有淡化水品質(zhì)高、海水預(yù)處理要求低以及對(duì)海水溫度適應(yīng)范圍廣等優(yōu)點(diǎn)，尤其適合與火力發(fā)電廠結(jié)合，在我國(guó)北方沿海地區(qū)進(jìn)行電、熱、水多聯(lián)產(chǎn)[2]。

由于低溫多效蒸發(fā)中的水平降膜蒸發(fā)器能有效利用低品位熱源，具有總傳熱系數(shù)大、傳熱損耗小、過(guò)熱區(qū)小及不容易結(jié)垢等特點(diǎn)[3]。但該型蒸發(fā)器傳熱管因流體誘發(fā)振動(dòng)和海水腐蝕等原因?qū)е碌膫鳠峁軓澢⑵茡p等故障頻發(fā)，對(duì)整個(gè)裝置運(yùn)行的安全性和可靠性造成很大影響。蒸發(fā)器因流體誘發(fā)振動(dòng)導(dǎo)致失效的比例幾乎占其損壞總量的30%[4]，因此需要特別考慮流體誘發(fā)振動(dòng)的影響。

目前，國(guó)內(nèi)外研究流致振動(dòng)的方法主要有3種：解析法、實(shí)驗(yàn)法和數(shù)值方法。解析法主要根據(jù)勢(shì)流理論對(duì)充液管路的振動(dòng)進(jìn)行研究；實(shí)驗(yàn)法是最直接的研究方法，可以得到流體脈動(dòng)對(duì)管路作用后產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)振動(dòng)數(shù)據(jù)；數(shù)值方法是采用ANSYS等分析軟件模擬流體脈動(dòng)對(duì)管壁的激勵(lì)進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[5]采用有限元法對(duì)管束進(jìn)行了動(dòng)態(tài)特性分析，得到管束結(jié)構(gòu)的固有頻率，探明了換熱器的固有頻率是影響換熱器管束振動(dòng)的重要參數(shù)；文獻(xiàn)[6]利用Donnell非線性薄壁管束方程和線性流固耦合模型，研究了管束不同厚徑比、長(zhǎng)徑比對(duì)管束振動(dòng)的影響，增大相同比例的圓柱管束的周向波數(shù)會(huì)降低殼的固有頻率，增強(qiáng)圓柱殼的亞臨界特性；文獻(xiàn)[7]用數(shù)值分析方法研究了管束截面、厚度和質(zhì)量塊對(duì)管束振動(dòng)特性的影響，得到了其橫截面和質(zhì)量塊對(duì)管束的振動(dòng)特性影響顯著。在實(shí)驗(yàn)研究方面，文獻(xiàn)[8]用實(shí)驗(yàn)方法研究了流體對(duì)管束產(chǎn)生的渦激振動(dòng)的影響，當(dāng)升力頻率與固有頻率靠近時(shí)，會(huì)使管束發(fā)生劇烈振動(dòng)；文獻(xiàn)[9]探究了不同的管束排列組合和換熱管固有頻率對(duì)管束振動(dòng)產(chǎn)生的影響，發(fā)現(xiàn)在所有六柱陣列中，流速超過(guò)某一臨界值時(shí)，圓柱體均發(fā)生流體彈性失穩(wěn)，在臨界速度以上，圓柱體沿橢圓形軌道振動(dòng)。為確保大型MED裝置的安全可靠，防止換熱管束因振動(dòng)導(dǎo)致破裂，文獻(xiàn)[10–11]進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究，獲得了一些對(duì)MED裝置的優(yōu)化設(shè)計(jì)、可靠運(yùn)行有指導(dǎo)價(jià)值的結(jié)論。

為了研發(fā)出高可靠性、高效的大型MED 裝置，河北國(guó)華滄東發(fā)電有限責(zé)任公司研發(fā)出一種新型1 000 噸/日海水淡化中試裝置，旨在通過(guò)該試驗(yàn)裝置的研究，獲得開發(fā)大型MED裝置的試驗(yàn)依據(jù)。本文以1 000 噸/日海水淡化中試裝置為研究對(duì)象，通過(guò)換熱管流體耦合振動(dòng)的理論計(jì)算、試驗(yàn)研究、運(yùn)行過(guò)程的振動(dòng)監(jiān)測(cè)等技術(shù)手段，探明換熱管自振頻率分布特性以及裝置不同運(yùn)行工況下?lián)Q熱管的振動(dòng)變化規(guī)律，評(píng)估換熱管在運(yùn)行過(guò)程中振動(dòng)損傷風(fēng)險(xiǎn)，為大型低溫多效海水淡化蒸發(fā)器設(shè)計(jì)提供理論和試驗(yàn)依據(jù)。

1 海水淡化試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)介

1.1 試驗(yàn)裝置基本結(jié)構(gòu)

本文所述的海水淡化中試裝置采用水平管降膜蒸發(fā)器[12–14]，其中蒸發(fā)器有4效，總體結(jié)構(gòu)布局如圖1所示。該裝置中的換熱管水平排列，殼體為矩形結(jié)構(gòu)，蒸發(fā)器內(nèi)管束分為上管束、中管束、下管束3 個(gè)區(qū)域，海水自管束頂部噴灑下來(lái)與換熱管進(jìn)行換熱，上、中管束區(qū)域產(chǎn)生的蒸汽在各自尾部經(jīng)折流到達(dá)除沫器，因此不同區(qū)域管束之間留有一部分空間，保證蒸汽流通順暢。如圖2所示為單效蒸發(fā)管束布置結(jié)構(gòu)圖。

圖1 中試裝置總體結(jié)構(gòu)布局示意

圖2 單效蒸發(fā)器管束布置結(jié)構(gòu)示意

1.2 試驗(yàn)裝置工藝流程

低溫多效海水淡化裝置可以采用順流、逆流、平行三種進(jìn)料方式。本文所述試驗(yàn)裝置采用平行進(jìn)料，即來(lái)自冷凝器的進(jìn)料鹽水同時(shí)進(jìn)入各效蒸發(fā)器，蒸發(fā)后的濃鹽水直接進(jìn)入下一效蒸發(fā)器底部閃蒸出部分蒸汽后排出，而不作為下一效的入料鹽水。

海水淡化主要流程為：首效蒸汽輸入到蒸發(fā)管內(nèi)，管內(nèi)蒸汽凝結(jié)釋放汽化潛熱，熱能通過(guò)管壁傳遞至管外表面加熱管外海水，管外部分海水受熱蒸發(fā)生成二次蒸汽，產(chǎn)生的二次蒸汽作為下一效中的加熱蒸汽，由下一效的管外海水冷凝生成產(chǎn)品水，最后一效的蒸汽由冷凝器進(jìn)行冷凝。

1.3 試驗(yàn)裝置基本結(jié)構(gòu)參數(shù)

本文中試裝置蒸發(fā)器內(nèi)一共有4 效蒸發(fā)器，蒸發(fā)器噴淋密度0.057 kg（/m?s）～0.068 kg（/m?s），蒸發(fā)溫度40℃～70℃，蒸發(fā)量（額定蒸發(fā)量）12.4 t/h～6.2 t/h。

各蒸發(fā)器內(nèi)單根換熱管總長(zhǎng)為9 m，管束呈正三角形排列。選擇第一效與第三效的管束進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試，其基本尺寸結(jié)構(gòu)如下：

（1）第一效蒸發(fā)器的換熱管材質(zhì)為鋁管，管板之間平均布置5 個(gè)隔板，將換熱管沿管長(zhǎng)方向分隔成6個(gè)管段，管束尺寸為Φ25.4×1.2 mm，隔板間距l(xiāng)=1.5 m；

（2）第三效蒸發(fā)器的換熱管材質(zhì)為鈦管，管束1頂部三排鈦管尺寸為Φ25.4×0.3 mm，管板之間平均布置7 個(gè)隔板，將其分成了8 個(gè)隔段，隔板間距l(xiāng)=1.125 m。為了防止換熱管振動(dòng)，鋁管和鈦管在管板和隔板與傳熱管間都?jí)|了膠圈，如圖3所示。

圖3 換熱管與管板、隔板的連接方式示意

2 換熱管固有頻率理論計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量

2.1 換熱管固有頻率理論計(jì)算

根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《GB/151－2014》，換熱器等跨距換熱管束橫向振動(dòng)第n階固有頻率fn按如下公式計(jì)算：

其中：d0——換熱管外徑，m；

di——換熱管內(nèi)徑，m；

E——換熱管材料的彈性模量，MPa；

l——換熱管跨距，m；

m——換熱管單位長(zhǎng)度的質(zhì)量，kg/m；λn——頻率常數(shù)。

由兩端簡(jiǎn)支模型得到第一、三效蒸發(fā)器管束的第1階固有頻率計(jì)算值分別為30.92 Hz、52.36 Hz。

2.2 換熱管固有頻率現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量

換熱管固有頻率檢測(cè)系統(tǒng)如圖4所示。換熱管固有頻率檢測(cè)系統(tǒng)由便攜式動(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀（Coco80）和振動(dòng)加速度傳感器構(gòu)成。加速度傳感器采用日本理音公司微型單軸加速度傳感器PV-90I，該傳感器的測(cè)量頻率范圍3 Hz～20 000 Hz（±1 dB）；靈敏度：0.44 mV/(m/s2)；傳感器自身質(zhì)量?jī)H1.8 g，對(duì)換熱管自振頻率影響小。

圖4 換熱管振動(dòng)固有頻率檢測(cè)系統(tǒng)

采用瞬態(tài)激勵(lì)法測(cè)量換熱管固有頻率。在兩種管束上分別選取6個(gè)振動(dòng)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)量，每個(gè)測(cè)點(diǎn)上測(cè)量3 次，以18 次測(cè)量值的算術(shù)平均值作為換熱管的實(shí)際固有頻率。

圖5為實(shí)際測(cè)量得到的換熱管固有頻率值，第一效的第1 階固有頻率測(cè)量值的算術(shù)平均值為32 Hz，而第三效的第1 階固有頻率測(cè)量值的算術(shù)平均值為52.5 Hz?？梢钥闯觯F(xiàn)場(chǎng)測(cè)量值與理論計(jì)算值相近。測(cè)量結(jié)果表明，采用膠圈連接的換熱管的固有頻率計(jì)算可以采用兩端固定中間簡(jiǎn)支的等跨管束的固有頻率計(jì)算公式。

圖5 兩種管束冷態(tài)無(wú)噴淋工況下的1階固有頻率值

3 管束振動(dòng)監(jiān)測(cè)分析

3.1 振動(dòng)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)簡(jiǎn)介

蒸發(fā)器換熱管振動(dòng)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖6所示，該系統(tǒng)主要由振動(dòng)傳感器、恒流源適配器、振動(dòng)信號(hào)采集器、計(jì)算機(jī)、信號(hào)電纜等硬件，以及信號(hào)采集、信號(hào)分析、振動(dòng)監(jiān)測(cè)等軟件組成。其外觀尺寸和現(xiàn)場(chǎng)安裝如圖7所示，該型振動(dòng)傳感器的主要性能指標(biāo)為：靈敏度100 mV/g、量程50 g、頻率范圍0.5 Hz～7 kHz。

圖6 換熱管振動(dòng)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

圖7 壓電加速度傳感器結(jié)構(gòu)與現(xiàn)場(chǎng)安裝示意

在低溫多效海水淡化蒸發(fā)器中，頂排管束用于加熱過(guò)冷的的物料海水，不產(chǎn)生蒸汽，頂排管束受到物料水的沖擊和管內(nèi)蒸汽的凝結(jié)流動(dòng)作用；而中部管束則受到物料水的降膜流動(dòng)、管內(nèi)蒸汽的凝結(jié)流動(dòng)和管外蒸汽的橫掠流動(dòng)作用。其中，頂排管束受噴淋沖擊作用容易直接發(fā)生較大振動(dòng)；在蒸汽橫掠流速最大的管束區(qū)域，流體繞管束流動(dòng)容易產(chǎn)生漩渦脫落，引起流致振動(dòng)。因此，本文選擇了4個(gè)測(cè)點(diǎn)研究第一、三效蒸發(fā)器管束不同位置受到的流致振動(dòng)，如表1所示。其中A1、B1 測(cè)點(diǎn)位置位于上管束的頂排換熱管的正中間，A2、B2 測(cè)點(diǎn)位置位于下管束的中部。

表1 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)及其安裝位置

3.2 監(jiān)測(cè)結(jié)果分析

（1）換熱管振動(dòng)信號(hào)頻率分布特征

圖8（a）為測(cè)得的某一工況下未經(jīng)處理的原始振動(dòng)位移信號(hào)頻譜圖，從圖中可以看出，該信號(hào)在低頻區(qū)域存在較大振幅，該低頻成分是源自于噴射器等設(shè)備運(yùn)行導(dǎo)致的中試裝置整體振動(dòng)，而測(cè)點(diǎn)位置蒸汽流速較大，對(duì)應(yīng)的流致振動(dòng)頻率一般大于10 Hz。為此，本文統(tǒng)一采用閾值法濾掉試驗(yàn)數(shù)據(jù)中5 Hz以下的低頻成分，圖8（b）為圖8（a）中信號(hào)濾掉低頻成分后得到的頻譜圖。

圖8 換熱管振動(dòng)信號(hào)頻譜

（2）蒸發(fā)溫度對(duì)換熱管振動(dòng)的影響

圖9和圖10 分別為噴淋密度0.063 kg/(m?s-1)、蒸發(fā)量7.8 t/h 時(shí)，不同蒸發(fā)溫度下的換熱管振動(dòng)加速度有效值和位移峰峰值。從圖9和圖10 可以看出，蒸發(fā)溫度的改變對(duì)換熱管振動(dòng)加速度有效值和位移峰峰值影響較小，由于管束頂部直接受噴淋的沖擊作用，頂排管束的振動(dòng)位移峰峰值要遠(yuǎn)高于受降膜流動(dòng)與蒸汽橫掠作用的中間區(qū)域管束。

圖9 噴淋密度0.063 kg/(m·s-1)，蒸發(fā)量7.8 t/h時(shí)，不同首效加熱蒸汽溫度下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度有效值

圖10 噴淋密度0.063 kg/(m?s)，蒸發(fā)量7.8 t/h時(shí)，不同首效加熱蒸汽溫度下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)位移峰峰值

（3）蒸發(fā)量對(duì)換熱管振動(dòng)的影響

圖11和圖12分別為所示為蒸發(fā)溫度47℃、噴淋密度0.061 kg/(m?s)時(shí)，不同蒸發(fā)量工況下的換熱管振動(dòng)加速度有效值和位移峰峰值。增大蒸發(fā)器的蒸發(fā)量的同時(shí)需要增加管內(nèi)加熱蒸汽量，因此，蒸發(fā)量的增加，對(duì)于頂排管束僅增加了管內(nèi)蒸汽流速，而對(duì)于中間管束則同時(shí)增大了管內(nèi)蒸汽流速和管外蒸汽橫掠流速。

圖11 加熱蒸汽溫度47℃，噴淋密度0.061 kg/(m?s)時(shí)不同蒸發(fā)量下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度有效值

由圖11 和圖12 可知，蒸發(fā)量的增加，明顯增大了頂排管束的振動(dòng)加速度有效值，但對(duì)其位移峰峰值的影響不明顯；而中間管束的振動(dòng)加速度有效值和位移峰峰值均有明顯增大。由此可見，中間管束受到的管外蒸汽橫掠作用對(duì)傳熱管的位移變化有顯著影響，而管內(nèi)蒸汽流動(dòng)僅對(duì)管束的加速度有效值有明顯的影響。因此，增大蒸發(fā)器的蒸發(fā)量，不易使頂排管束的振動(dòng)位移幅值超出設(shè)計(jì)允許值。

圖12 加熱蒸汽溫度47℃，噴淋密度0.061 kg/(m·s)時(shí)不同蒸發(fā)量下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)位移峰峰值

（4）噴淋對(duì)換熱管振動(dòng)的影響

圖13 和圖14 分別為蒸發(fā)溫度46℃、蒸發(fā)量8.2 t/h時(shí)，換熱管振動(dòng)加速度有效值和位移峰峰值隨噴淋密度的變化關(guān)系。從圖13和圖14中可以看出，噴淋密度對(duì)換熱管的振動(dòng)強(qiáng)度有很大的影響，隨噴淋密度的增加，換熱管的振動(dòng)加速度有效值和位移峰峰值都顯著增大。與蒸發(fā)溫度和蒸發(fā)量對(duì)換熱管振動(dòng)強(qiáng)度的影響相比，噴淋密度的增加對(duì)換熱管的位移峰峰值增加的貢獻(xiàn)尤為明顯，由此可見，噴淋沖擊與降膜流動(dòng)是影響管束的振動(dòng)強(qiáng)度的主要因素，過(guò)大的噴淋密度容易使部分管束的振動(dòng)超出設(shè)計(jì)允許值。

圖13 加熱蒸汽溫度46℃，蒸發(fā)量8.2 t/h時(shí)不同噴淋密度下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度有效值

圖14 加熱蒸汽溫度46℃，蒸發(fā)量8.2 t/h時(shí)不同噴淋密度下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)位移峰峰值

（5）換熱管材質(zhì)對(duì)換熱管振動(dòng)的影響

圖15、圖16 所示為加熱蒸汽溫度51.5℃，蒸發(fā)量7.3 t/h，噴淋密度0.061 kg/(m?s)時(shí)，A2、B2點(diǎn)的振動(dòng)加速度頻譜圖。在相同的熱態(tài)運(yùn)行工況下，對(duì)比圖15和圖16可以發(fā)現(xiàn)，鋁管的振動(dòng)加速度信號(hào)中高頻成分增多，其高頻峰值信號(hào)更明顯。同時(shí)，從圖10、圖12、圖14中，也可以看出B管束比A管束的振動(dòng)位移峰峰值也要稍高一些，由此可見，鈦管受噴淋或者降膜流動(dòng)與蒸汽橫掠等因素影響而導(dǎo)致的管束振動(dòng)強(qiáng)度比鋁管都要大，這是因?yàn)殁伖鼙容^薄、質(zhì)量輕、彈性模量大。

圖15 加熱蒸汽溫度51.5℃，蒸發(fā)量7.3 t/h，A2點(diǎn)在噴淋密度0.061 kg/(m?s)時(shí)的振動(dòng)加速度頻譜圖

圖16 加熱蒸汽溫度51.5℃，蒸發(fā)量7.3 t/h，B2點(diǎn)在噴淋密度0.061 kg/(m·s)時(shí)的振動(dòng)加速度頻譜圖

由以上所示的所有熱態(tài)運(yùn)行工況的振動(dòng)加速度頻譜可知，管束A和管束B分別在30 Hz和52 Hz出現(xiàn)峰值，這個(gè)峰值成分為換熱管的第一階固有振動(dòng)成分。由此可以得出結(jié)論：運(yùn)行工況下檢測(cè)到的換熱管振動(dòng)固有頻率值與用等跨距換熱管束橫向振動(dòng)固有頻率的理論計(jì)算值接近。

（6）換熱管振動(dòng)損傷風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估

根據(jù)換熱管設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)GB/151－2014中的要求，換熱管在流致振動(dòng)作用下，其最大振幅應(yīng)小于管束直徑的0.02 倍，即ymax≤508 μm。本文中各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)位移峰峰值落在30 μm～260 μm 之間，最大位移峰峰值出現(xiàn)在B1測(cè)點(diǎn)，蒸發(fā)溫度46℃，蒸發(fā)量8.2 t/h，噴淋密度0.068 kg/(m·s)工況下。因此，本文中試裝置的蒸發(fā)器換熱管束處于較安全的運(yùn)行狀態(tài)，但也應(yīng)注意隨著噴淋密度的增加，導(dǎo)致頂排換熱管振動(dòng)接近允許的最大值。

4 結(jié)語(yǔ)

（1）本文通過(guò)試驗(yàn)所測(cè)得的換熱管自振頻率與理論計(jì)算值相近，證明采用膠圈連接的換熱管的固有頻率計(jì)算可以采用兩端固定中間簡(jiǎn)支的等跨管束的固有頻率計(jì)算公式。

（2）根據(jù)換熱管振動(dòng)加速度有效值、位移峰峰值，得出結(jié)論：在裝置運(yùn)行時(shí)管束的振動(dòng)強(qiáng)度隨著裝置中的噴淋密度、蒸發(fā)量增加而增強(qiáng)，且蒸汽對(duì)鈦管產(chǎn)生的流致振動(dòng)幅值比對(duì)鋁管的要大；蒸發(fā)溫度對(duì)管束振動(dòng)的影響較??；同時(shí)，在同一工況下，管束直接受噴淋影響產(chǎn)生的流致振動(dòng)比受降膜流動(dòng)與蒸汽橫掠影響要大。

（3）在文中所述中試裝置的工況范圍內(nèi)，換熱管束的振動(dòng)位移峰峰值最大值為260 μm左右，在設(shè)計(jì)允許值以內(nèi)，處于較為安全的運(yùn)行狀態(tài)。

（4）裝置運(yùn)行時(shí)，裝置自身存在一個(gè)低頻振動(dòng)對(duì)換熱管振動(dòng)貢獻(xiàn)較大，主要的低頻振動(dòng)可能源自于噴射器等設(shè)備運(yùn)行導(dǎo)致的中試裝置整體振動(dòng)，應(yīng)想辦法消除或降低中試裝置的整體低頻振動(dòng)。