50 MW太陽能光熱電站高溫熔鹽泵泵座優化設計

成曉偉,湯文斌,姜正源

(中國電建集團上海能源裝備有限公司,上海 201316)

0 前 言

太陽能熱發電具有有效利用清潔太陽能、可以儲熱兩大優勢。近年來，伴隨科技的發展及國家清潔可再生能源戰略的布局，高溫熔鹽泵在新型太陽能儲熱電站及核電領域開始得到推廣應用[1-5]，具有廣闊前景。

在太陽能光熱電站存儲熱系統中，高溫熔鹽泵是最重要的輸送設備之一，傳輸介質溫度可達600 ℃，泵組結構長度超過20 m，是一種典型的細長軸結構。泵座是熔鹽泵的主要承載部件，承受著綜合作用力，主要包括：運行產生的軸向力，流體壓力，整機重力，出口管道接管載荷(力和力矩)等，其結構設計的優劣直接影響整機的安全可靠性，對泵組的振動噪聲、抗震性能、疲勞壽命及長期穩定運行有重要影響。因此，對熔鹽泵泵座進行強度評定及模態分析非常關鍵。通過對結構體展開模態分析研究可以確定結構的振動特性，越來越多的學者在流體機械領域展開相關研究[6-11]。

本文以一臺光熱高溫熔鹽泵為研究對象，對其核心支撐部件—泵座進行強度校核，并實施無預應力和有預應力的模態計算，對熔鹽泵的固有頻率、振幅進行分析，對2種模型的應變、振動特性進行比較，在原始結構基礎上進行優化，優化泵座力學性能，提升穩定性與泵座結構通用性。

1 結構模型

高溫熔鹽泵本體結構示意見圖1。

圖1 高溫熔鹽泵本體結構示意

1.1 熔鹽泵結構及參數

高溫熔鹽泵一般為VS1型立式多級液下長軸泵，變頻電機位于熔鹽泵頂端，泵頭組件位于最底端(液下)，軸系為多段軸連接型式。關鍵零部件包括：喇叭口、葉輪、導流殼、揚水管、多段軸、聯軸套筒、泵座組件、電機支架、推力軸承箱等，如圖1所示。主要設計參數如下：

輸送介質：二元熔鹽；

設計溫度：600 ℃；

揚程：100 m；

額定轉速：1450 r/min；

軸功率：255 kW。

泵座是直接接觸熔鹽介質的部件，選用材質為奧氏體不銹鋼347H，其材料性能屬性詳見表1。

表1 泵座材料性能

2 原型泵座部件有限元計算

2.1 模型建立及邊界條件設置

熔鹽泵泵座為焊接組件，所有重要焊接部位均經過射線探傷檢查，原型泵座的三維結構模型和網格模型如圖2。

圖2 原型泵座結構和網格模型

由于計算域結構不規則，采用非結構化網格劃分方式，并對局部區域做加密處理。以應力及變形量為監測值，劃分了5套網格進行無關性驗證，如表2所示。

反應SiO2(s)+2C(s)==Si(s)+2CO(g)的 ΔH=____kJ·mol-1(用含a、b的代數式表示)。SiO是反應過程中的中間產物。隔絕空氣時,SiO與NaOH溶液反應(產物中硅顯最高價)的化學方程式是____。

表2 網格無關性驗證

由表2可以看出，隨著網格數量的增加，監測值趨于穩定。綜合考慮，最終采用第4種網格，網格單元數為1 994 313，節點數3 085 611。

泵座承受自重；電機重力(45 570 N)施加在支架上表面；電機啟動力矩施加在支架上表面；與熔鹽接觸的管道內表面承受2 MPa的流體壓力；轉子自重、葉輪產生的軸向力以及介質重力(73 500 N)施加在泵座推力軸承處；揚水管等定子部件重力(40 000 N)施加在下部接管法蘭表面；出口管道的力和力矩(按API標準)施加在出口法蘭表面，在泵座底板處施加固定約束，設置好載荷及約束后對泵座模型進行求解。

2.2 強度校核

原型泵座的等效應力如圖3所示，最大集中應力發生在兩管道焊接點的交接相貫位置，應力值為73.18 MPa，小于材料347H在600 ℃下許用應力92.3 MPa，安全系數為1.26。

原型泵座的變形量如圖4所示。由圖可知最大變形量達到2.55 mm，位于電機支架上表面處，變形量較大，表明原型泵座部件的剛度較差，有一定安全隱患。

圖3 原型泵座應力云

圖4 原型泵座變形量

2.3 有預應力的模態分析

為了進一步校核原型泵座的可靠性，有必要進一步進行模態分析，獲取結構的固有頻率和對應振型，從而分析結構體在工作狀態發生共振的可能性。本次執行的是有預應力的模態計算，考慮了載荷對泵座自身固有頻率的影響。原型泵座的前六階頻率值見表3，對應的前4階振型如圖5所示。

表3 原型泵座固有頻率

由各階模態振型圖可知：第一階是以y軸為中心的順時針方向扭轉變形，最大振幅為0.98 mm；第二階和第三階分別是泵座上部朝x軸方向和朝z軸方向的彎曲變形，最大振幅分別為1.02 mm和0.95 mm；第四階是泵座上部繞y軸順時針方向的扭轉變形，下部繞y軸逆時針方向扭轉變形，最大振幅值為1.95 mm。

圖5 優化泵座結構和網格模型

對于靜止結構體，固有頻率必須遠離運行頻率及激勵頻率(葉頻、二次諧頻和三次諧頻)。本文研究的熔鹽泵額定轉速為1 450 r/min，葉輪葉片數為7，因而結構體固有頻率應避免與頻率24.17、167.17、338.3 Hz重合。對比表3數據，一階頻率9.5 Hz低于運行頻率24.17 Hz，二階和三階頻率非常接近運行頻率，意味著在設備啟動過程中泵座必然會經歷共振點，處于共振狀態，這說明原型泵座的結構設計存在較大安全隱患，不能完全適應設計要求。

3 優化泵座部件有限元計算

3.1 模型建立及邊界條件設置

為了保證泵座的安全可靠性，進一步對熔鹽泵泵座進行結構優化，優化泵座的三維結構模型和網格模型如圖6所示。采用非結構化網格劃分方式，并對局部區域做加密處理。網格無關性經過驗證，最終網格單元數為2 069 393，節點數3 240 568。優化泵座的受力及約束情況與原型相同。

3.2 強度校核

優化泵座的等效應力如圖7所示，最大集中應力同樣發生在兩管道焊接點的交接相貫位置，應力值減少至67.17 MPa。小于材料347H在600℃下許用應力92.3 MPa，安全系數為1.37。

圖6 優化泵座應力云

圖7 優化泵座變形量

優化泵座的變形量如圖8所示，最大變形量為0.25 mm，位于電機支架上表面處，與原型泵座的2.55 mm相比，優化泵座的變形量值大幅度減小，說明結構剛度得到較大改善，結構的安全可靠性增加。

圖8 原型泵座各階振型

3.3 有預應力的模態分析

優化泵座經過預應力的模態分析，前六階頻率值見表4，對應的前4階振型如圖9所示。

由各階模態振型圖可知：第一階模態振型為泵座上部朝x軸方向彎曲變形，最大振幅值為1.08 mm；第二階模態振型為泵座下部繞y軸順時針扭轉變形，最大振幅值為1.14 mm；第三階模態振型為泵座下部繞y軸逆時針扭轉，上部朝z軸方向彎曲的彎扭組合變形，最大振幅值為1.16 mm；第四階模態振型為泵座中部朝x軸負方向彎曲變形，最大振幅值為0.94 mm。

表4 優化泵座固有頻率 /Hz

圖9 優化泵座各階振型

對比表4與表3，可以看出，優化泵座的各階頻率均得到明顯提升；與熔鹽泵運行頻率及激勵頻率相比，優化泵座的一階頻率36.06 Hz高于運行頻率24.17 Hz，是其1.5倍，且其余各階頻率避開了泵的運行頻率和激勵頻率，意味著在設備啟動過程中，優化泵座不會經歷共振點，可以避免共振。

從強度校核及模態分析結果均可看出，優化泵座的結構設計更加完善，剛度及可靠性均優于原型，能夠滿足工程設計要求。

4 試驗對比

2種泵座方案均經過真機試驗，在相同運行工況下，對比泵座的振幅及振速值。現將試驗值列舉如下：

(1) 原型泵座最大振幅0.065 mm，振速5.5 mm/s;

(2) 優化泵座最大振幅0.025 mm，振速2.5 mm/s。

該熔鹽泵泵座在優化前剛度差，致使設備在啟動過程中(轉速550～700 r/min)出現了大幅度扭曲變形及振動超標現象，泵轉子部件表面磨損，無法達到額定運行轉速；優化后，泵座剛度顯著提升，設備運行全過程平穩，扭曲變形及振動超標現象完全消失，振動值始終保持在安全區間。原型與優化泵座現場試驗見圖10、11。

圖10 原型泵座現場試驗

圖11 優化泵座現場試驗

可見泵座經過優化加固后提升了熔鹽泵整機的振動指標，獲得了良好的效果。

5 結 論

利用有限元法對50 MW太陽能光熱電站高溫熔鹽泵關鍵受力部件泵座進行強度校核，模態計算，并進行優化設計及對比試驗。結果表明：

(1) 原始泵座剛度較小，在受力狀態下變形量過大，第一階固有頻率低于整機運行頻率，第二、三階頻率接近運行頻率，導致熔鹽泵在運行啟動過程中出現扭曲變形及共振現象。

(2) 優化后泵座剛度顯著提升，在受力狀態下變形量極小，安全裕度增大；第一階固有頻率高于整機運行頻率，其余各階頻率均遠離運行頻率和激勵頻率，無共振隱患，結構可靠性增強。

(3) 真機試驗證明，泵座經過優化后，熔鹽泵運行扭曲變形及振動超標現象消失，振動指標符合設計要求，結構的力學性能、振動特性更加穩定。該優化結構通用性強，能夠適用于更高參數、更大容量的泵組。