大直徑高溫熔鹽儲罐罐頂接管的強度及 罐體穩定性分析

徐衛兵，趙 偉，王 曉，周 治，段楊龍，張俊峰

(1. 中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，西安 710065；2. 太陽能利用工程技術研究所，西安 710065)

0 引言

隨著可再生能源技術的大力發展與應用，太陽能作為一種清潔、無污染、取之不盡的可再生能源得到越來越廣泛的應用，而太陽能熱發電就是其中一種重要的太陽能利用方式。在塔式熔鹽太陽能熱發電站中，熔鹽儲罐是其核心設備之一，儲罐設計的好壞關系著塔式熔鹽太陽能熱發電站能否正常運行[1-4]。若熔鹽儲罐設計不合理，會引起熔鹽泄漏，將導致太陽能熱發電站長期停運。

目前投運、建設和設計的塔式熔鹽太陽能熱發電站均采用非直接儲熱方式——雙罐儲熱[5-7]。該方式是在高溫熔鹽儲罐罐頂安裝長軸熔鹽泵[8]，熔鹽泵與高溫熔鹽管道連接，熔鹽管道的熱應力通過熔鹽泵對罐頂接管產生力的作用，從而會影響儲罐罐頂的穩定性。然而，目前針對儲罐罐頂接管的強度及罐體穩定性的研究較少[8]。為保證儲罐的長期、安全、穩定地運行，本文通過對高溫熔鹽儲罐(儲熱罐)罐頂接管進行建模計算，分析熔鹽儲罐罐頂接管荷載對儲罐結構強度和罐體穩定性的影響，從而為今后大直徑高溫熔鹽儲罐的設計和施工提供有力依據。

1 儲罐結構及材料參數

本文以青海省某塔式太陽能熱發電站中的熔鹽儲罐(儲熱罐)為例進行分析。該儲罐主要由罐頂、罐壁、罐底及保溫層組成。其主要結構參數為：罐壁的中徑為φ25.03 m，罐壁的總高度為12.5 m；罐底中幅板的厚度為11 mm，過渡板的厚度為16 mm，邊緣板的厚度為22 mm；罐頂的拱頂半徑為30036 mm，拱頂高度為2862 mm，罐頂中心板的厚度為10 mm，中間板的厚度為15 mm，邊緣板的厚度為18 mm，且罐頂布置有環向和徑向加強筋；罐體保溫層的厚度為400 mm。該熔鹽儲罐罐體的結構示意圖如圖1 所示。圖中，i為底板的坡度。

圖1 熔鹽儲罐罐體的結構示意圖Fig. 1 Structure schematic diagram of molten salt storage tank

罐壁、罐底板和罐頂材料均選用TP347H，查閱《壓力容器》、《壓力容器材料實用手冊》，這種材料的各參數如表1所示。

表1 TP347H材料參數Table 1 Parameters of TP347H material

2 有限元模型的建立

采用 ANSYS軟件SHELL 181單元建立罐體(罐頂和罐壁)整體的有限元模型，如圖2a所示；利用Beam189梁單元建立罐頂的徑向與環向加強筋模型，如圖2b所示。

圖2 儲罐罐體整體結構與罐頂加強筋結構模型Fig. 2 Geometric model of overall structure of storage tank body and rib structure of storage tank top

在本有限元計算模型中，主要從兩方面來保證網格質量：一方面是采用四邊形單元進行網格劃分，另一方面是繪制不同單元數量下的罐體整體結構(不涉及接管)的等效位移曲線。圖3為網格質量對計算結果的影響，由圖可知，單元數量在6萬個以上時，最大等效位移曲線趨于平緩，因此，單元數量選取6～8萬個較為合適。通過賦予相應的材料參數進行網格劃分，共得到62564個單元和62799個節點。

圖3 網格質量對計算結果的影響Fig. 3 Effect of grid quality on calculation results

3 儲罐罐頂接管的荷載分析

熔鹽儲罐罐頂的3個接管位置的管道入口分別為溢流入口(N04)、熱泵再循環入口(N05)和熱熔鹽入口(N10)，如圖4所示。相應地選取N04′、N05′和N10′作為3個管口中心的節點，在節點位置分別施加X、Y、Z方向的集中力FX、FY和FZ；同時在N04′、N05′和N10′節點附近位置建立節點集，再施加X、Y、Z方向的扭矩MX、MY和MZ。儲罐罐頂3個接管位置的管道入口處的最大受力和最大扭矩情況如表2所示。

圖4 儲罐罐頂的3個接管位置的管道入口Fig. 4 Pipe inlet of theree nozzle locations on storage tank top

表2 儲罐罐頂3個接管位置的管道入口處的最大受力和最大扭矩情況Table 2 Maximum force and torque at pipe inlet of three nozzle locations on storage tank top

4 罐頂接管荷載的強度分析

4.1 罐頂接管荷載對罐體強度的影響分析

對罐頂接管荷載對罐體強度的影響進行分析。在塔式熔鹽太陽能熱發電站運行時，罐體承受的荷載包括熔鹽靜壓(熔鹽高度為11.5 m)、罐體和保溫層自重，以及罐頂接管的集中力和扭矩。罐體在全部荷載作用下的等效位移云圖和von Mises 等效應力云圖如圖5所示。

由圖5可知，罐體在全部荷載作用下的最大等效位移值為11.14 mm，位于N10接管的位置；最大von Mises等效應力值為93.54 MPa，同樣位于N10接管的位置，這是由于N10接管位置受到的接管外荷載最大所致。同時從圖中還可以看出，最大von Mises等效應力僅存在于局部區域，且最大von Mises等效應力值小于TP347H材料在580 ℃時的屈服應力112 MPa，這表明罐體的結構在該荷載條件下仍處于彈性受力狀態，罐體的整體結構強度符合要求。

圖5 罐體在全部荷載作用下的等效位移和von Mises 等效應力云圖Fig. 5 Cloud diagram of equivalent displacement and von Mises equivalent stress of tank body under all loads

4.2 接管局部結構的強度分析

為進一步分析接管具體部位對罐頂局部強度的影響，建立了接管的局部模型進行有限元計算。考慮到N04接管和N05接管的規格為φ89 mm×7.62 mm，直徑較小；而且根據圖5可知，N04接管和N05接管的最大等效位移、最大von Mises等效應力均非常小，因此本小節內容不對N04接管和N05接管的局部結構強度進行討論，僅對N10接管的局部結構強度進行有限元計算。N10接管局部結構的有限元模型如圖6所示。

圖6 N10接管局部結構的有限元模型Fig. 6 Finite element model of local structure of N10 nozzle

約束罐頂板周邊所有自由度后，在N10接管最上端施加表2中N10接管對應的所有荷載，并建立線彈性材料模型。N10接管局部結構的等效位移和von Mises 等效應力云圖如圖7所示。

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圖7 N10接管局部結構的等效位移和von Mises 等效應力云圖Fig. 7 Cloud diagram of equivalent displacement and von Mises equivalent stress of local structure of N10 nozzle

由圖7可知，N10接管局部結構的最大等效位移為13.39 mm，位于接管的頂部，導致接管向罐頂外側偏移；最大von Mises等效應力為125.16 MPa，該值大于TP347H材料在580 ℃時的屈服應力112 MPa；最大von Mises等效應力發生在接管與罐頂連接處，主要是由于此位置存在結構不連續的情況，從而產生過大的集中應力和局部應力，導致接管與罐頂連接位置處于不安定狀態，而這易引起接管局部結構的熱疲勞失效。

下文分別通過增設筋板和補強圈的方式來驗證提高N10接管局部結構的承載性能的可能性。

4.2.1 增設筋板的影響分析

圖8為增設筋板后N10接管的局部結構示意圖。

圖8 增設筋板后N10接管的局部結構示意圖Fig. 8 Local structure schematic diagram of N10 nozzle after adding ribs

為驗證通過增設筋板的方式是否能提高接管局部結構承載性能，通過有限元計算得到了不同筋板厚度下N10接管局部結構的最大等效位移和最大von Mises等效應力，具體如表3所示。

表3 不同筋板厚度下N10接管局部結構的 最大等效位移和最大von Mises等效應力Table 3 Maximum equivalent displacement and maximum von Mises equivalent stress of local structure of N10 nozzle under different stiffener thicknesses

從表3可以看出，增設筋板可以顯著降低N10接管局部結構的最大等效位移和最大von Mises等效應力，但隨著筋板厚度的增加，其對于降低最大等效位移和最大von Mises等效應力的作用逐漸變得不明顯。這表明，從提升結構強度的角度來看，增加筋板能起到提高接管局部結構承載性能的作用，但筋板厚度需控制在一定范圍內。

4.2.2 增設補強圈(不設筋板)的影響分析

圖9 接管開孔處增設補強圈后N10接管的局部結構 示意圖(單位：mm)Fig. 9 Local structure schematic diagram of N10 nozzle after adding a reinforcing ring at opening of nozzle(unit:mm)

不同補強圈厚度下N10接管局部結構的最大等效位移和最大von Mises等效應力如表4所示。

表4 不同補強圈厚度下N10接管局部結構的最大等效位移和最大von Mises等效應力Table 4 Maximum equivalent displacement and maximum von Mises equivalent stress of local structure of N10 nozzle under different thickness of reinforcing ring

從表4可以看出，隨著補強圈厚度的增加，N10接管局部結構的最大等效位移和最大von Mises等效應力逐漸降低。這表明，從提升結構強度的角度來看，增加補強圈能有效降低接管局部結構的最大等效位移和最大von Mises等效應力。

5 罐體穩定性及接管荷載對其的影響分析

5.1 罐體的非線性屈曲分析

對于工程中的結構穩定性問題的分析，采用非線性計算更為合理、可靠，因此，本文采用非線性穩定性計算方法計算罐體的臨界荷載。計算過程分為2個步驟：1)基于線性屈曲的計算結果，對罐體引入初始缺陷，初始缺陷因子設為0.01。2)在第1)步靜力分析的基礎上，對罐頂逐漸施加最高可達50 kPa的外壓荷載，此步驟采用弧長算法進行非線性迭代計算；當外壓荷載施加到9.7 kPa時，非線性計算程序不再收斂，這表明罐體整體結構接近彈塑性失穩的垮塌狀態，此時得到罐體的von Mises等效應力和等效位移云圖，如圖10所示。

圖10 施加9.7 kPa外壓荷載時罐體的von Mises等效應力和等效位移云圖Fig. 10 Cloud diagram of von Mises equivalent stress and equivalent displacement of tank body when 9.7 kPa external pressure load is applied

由圖10可知，當外壓荷載施加到9.7 kPa時，罐體的最大von Mises等效應力為111.99 MPa，發生在罐壁與罐頂連接處，該值已達到TP347H材料在580 ℃時的屈服應力112 MPa，這表明罐壁與罐頂連接處發生了塑性屈服。最大等效位移發生在罐頂，這是由于罐頂承受過大壓縮荷載時發生了一定的彈性變形。根據《ASME boiler & pressure vessel code-section Ⅷ：Rules for construction of pressure vessels，division 2——Alternative rules》中第5.4節的內容，設計系數的取值為2.08，可得到罐體的許用外壓力為4.66 kPa；該值大于罐體的設計壓力2.0 kPa，因此設計的罐體能滿足穩定性的要求。

外壓荷載為9.7 kPa時罐壁的von Mises等效應力云圖如圖11所示。由圖可知，罐壁的最大von Mises等效應力達到了112 MPa。

圖11 施加9.7 kPa外壓荷載時罐壁的von Mises等效應力云圖Fig. 11 Cloud diagram of von Mises equivalent stress of tank wall when 9.7 kPa external pressure load is applied

外壓荷載為9.7 kPa時，罐頂的von Mises等效應力云圖如圖12所示。由圖可知，罐頂的最大von Mises等效應力為110.15 MPa，該值小于TP347H材料在580 ℃時的屈服應力112 MPa，因此罐頂仍處于彈性范圍。

綜合圖11、圖12可知，由于罐壁的最大von Mises等效應力出現在罐頂與罐壁連接處，因此該位置的抗壓能力弱于其他部位，這與罐壁上端筒節的壁厚較薄、抗壓能力差有關。

圖12 施加9.7 kPa外壓荷載時罐頂的von Mises 等效應力云圖Fig. 12 Cloud diagram of von Mises equivalent stress of tank top when 9.7 kPa external pressure load is applied

5.2 接管荷載對罐體非線性屈曲臨界荷載的影響

將罐頂3個接管的集中力和扭矩荷載及罐體自重施加到罐體上后，再次進行非線性迭代計算。當外壓荷載施加到8.02 kPa時，非線性計算程序不再收斂，這表明罐體整體結構接近彈塑性失穩的垮塌狀態，此時得到罐體的von Mises等效應力和等效位移云圖如圖13所示。由圖可知，此時最大von Mises等效應力為112 MPa，發生在罐壁與罐頂連接位置，該值已達到TP347H材料在580 ℃時的屈服應力112 MPa，這表明罐壁與罐頂連接處發生了塑性屈服；最大位移發生在N10接管位置，這是由于該接管受到了較大的外壓荷載。根據《ASME boiler & pressure vessel code-section Ⅷ：Rules for construction of pressure vessels，division 2——Alternative rules》中第5.4節的內容，設計系數取2.08，可得到罐體的許用外壓力為3.86 kPa；該值大于罐體的設計壓力2.0 kPa，因此設計的罐體能滿足穩定性的要求。

圖13 施加8.02 kPa外壓荷載時罐體的von Mises等效應力和等效位移云圖Fig. 13 Cloud diagram of von Mises equivalent stress and equivalent displacement of tank body when 8.02 kPa external pressure load is applied

施加8.02 kPa外壓荷載時罐壁的von Mises等效應力云圖如圖14所示。由圖可知，此時最大von Mises等效應力可達112 MPa。

圖14 施加8.02 kPa外壓荷載時罐壁的von Mises等效應力云圖Fig. 14 Cloud diagram of von Mises equivalent stress of tank wall when 8.02 kPa external pressure load is applied

施加8.02 kPa外壓荷載時罐頂的von Mises等效應力云圖如圖15所示，由圖可知，此時最大von Mises等效應力可達112 MPa，發生在罐頂的周邊。

通過計算可以發現，施加3個接管荷載及罐體自重后，罐體的許用外壓力從4.66 kPa 降至3.86 kPa，但始終大于罐體的設計壓力2.0 kPa，因此設計的罐體能滿足穩定性的要求。

圖15 施加8.02 kPa外壓荷載時罐頂的von Mises等效應力云圖Fig. 15 Cloud diagram of von Mises equivalent stress of tank top when 8.02 kPa external pressure load is applied

6 結論

本文以青海省某塔式太陽能熱發電站中直徑為25 m的高溫熔鹽儲罐(儲熱罐)為例，對儲罐罐頂接管的強度及其對罐體穩定性的影響進行了分析，結果表明：

1)對罐體施加熔鹽靜壓、罐體和保溫層自重，以及罐頂接管的集中力和扭矩荷載后，最大等效位移為11.14 mm，最大von Mises等效應力為93.54 MPa，均位于N10接管的位置；此時罐體處于彈性范圍內，罐體整體結構較為安全。

2)接管現有的加筋結構造成接管與罐頂連接處存在過大的集中應力和局部應力，易引起接管局部結構的熱疲勞失效。

3)從提升接管結構強度的角度來看，采用增加接管周邊筋板和增設補強圈的方式，可降低局部應力。

4)通過非線性屈曲分析發現，對罐體施加3個接管荷載及罐體自重后，罐體穩定性垮塌荷載為8.02 kPa；設計系數的取值為2.08，得到罐體的許用外壓力為3.86 kPa。

5)對罐體進行非線性屈曲分析時發現，最大von Mises等效應力出現在罐頂和罐體連接處，這表明罐頂與罐壁連接處的抗壓能力弱于罐體其他部位。

針對本文的分析結果，建議在后續設計熔鹽儲罐時采取以下措施：1)接管周邊增設筋板和補強圈。2)根據上述改進后的接管結構，重新進行有限元計算，對接管周邊的最大von Mises等效應力進行合理控制，以確保罐頂上的接管周邊不發生熱疲勞失效。3)雖然現有的罐體結構可滿足穩定性要求，但若要進一步提升罐體的穩定性性能，建議增加罐壁上端的厚度，或在罐壁上端一定范圍內增加抗風圈。