大型熔鹽罐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、溫度分布與強(qiáng)度分析

張曉明， 吳玉庭， 張燦燦

(1.北京工業(yè)大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院傳熱強(qiáng)化與過程節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室及傳熱與能源利用北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124； 2.內(nèi)蒙古科技大學(xué)信息工程學(xué)院， 內(nèi)蒙古 包頭 014010)

太陽能熱發(fā)電(concentrating solar power，CSP)由于可以與大型蓄熱系統(tǒng)相結(jié)合，從而解決太陽輻射能不穩(wěn)定、不連續(xù)的問題，在近年得到快速的發(fā)展[1]. 目前商業(yè)化運(yùn)行的CSP電站大多采用熔鹽作為傳蓄熱介質(zhì)[2]. 然而，兩起塔式CSP電站中熔鹽儲罐泄漏事故，使人們意識到大型熔鹽儲罐結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仍存在問題[3-4]. 同時(shí)，大型熔鹽儲罐工作溫度較高，在罐體內(nèi)可能存在溫度梯度，從而產(chǎn)生熱應(yīng)力，將進(jìn)一步威脅儲罐的安全[5-6]，所以，針對熔鹽儲罐工作狀態(tài)下的溫度場進(jìn)行研究，進(jìn)而分析其熱應(yīng)力，將有助于提高儲罐安全性.

為了研究大型高溫熔鹽罐結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，對高溫熔鹽儲罐進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，利用CFD(computational fluid dynamics)軟件Fluent和FEA(finite element analysis)軟件ABAQUS分別對罐體自然冷卻過程溫度場和罐體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了溫度場分布分析和靜力分析，最后利用順序耦合法，對大型熔鹽儲罐進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)熱應(yīng)力的研究.

1 大型熔鹽罐物理模型及設(shè)計(jì)

1.1 熔鹽罐體積確定

選取工作溫度更高(565 ℃)、運(yùn)行安全性更低的高溫熔鹽罐作為研究對象. 以NOOR Ⅲ塔式光熱電站熔鹽罐尺寸為參考，選用儲鹽量為1.65×104m3、罐體尺寸為Φ41 m×14 m的大型高溫熔鹽罐作為研究對象，對大型熔鹽罐溫度分布和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析.

1.2 熔鹽罐材料選擇

高溫熔鹽罐主要包括罐頂、罐壁、罐底、罐體保溫等[7].

熔鹽罐罐體材料包括罐體金屬材料和罐體保溫材料. 由于塔式CSP電站中高溫熔鹽罐工作溫度較高(565 ℃)，并且熔鹽具有一定的腐蝕性，因此罐體金屬材料除了滿足高溫狀況下的機(jī)械強(qiáng)度要求以外，還要具有一定的耐腐蝕性. 目前，高溫熔鹽罐材料選取耐熱、耐熔鹽腐蝕的347H不銹鋼，其材料參數(shù)見表1[8-10].

表1 熔鹽罐體材料參數(shù)

熔鹽罐保溫包括兩部分，即罐壁保溫層和罐底保溫基礎(chǔ). 罐壁保溫層一般采用礦物棉、硅酸鋁等作為保溫材料. 罐壁保溫層厚度根據(jù)保溫材料熱物性和罐內(nèi)熔鹽溫度確定[11]. 熔鹽罐罐底保溫基礎(chǔ)除了需要支撐儲罐及內(nèi)部熔鹽的質(zhì)量外，還用于減少罐底散熱損失[12]. 典型熔鹽儲罐罐底基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)形式如圖1所示，其中材料主要包括：鋼筋混凝土、耐火磚、泡沫玻璃[13]，其熱物性參數(shù)見表1.

1—鋼筋混凝土基礎(chǔ)； 2—基礎(chǔ)冷卻管； 3—耐火磚環(huán)墻； 4—泡沫玻璃； 5—隔熱耐火磚； 6—熔鹽罐體. 圖1 熔鹽罐基礎(chǔ)示意圖Fig.1 Schematic diagram of molten salt insulation foundation

1.3 熔鹽罐體設(shè)計(jì)

采用API650標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的變點(diǎn)設(shè)計(jì)法和相關(guān)設(shè)計(jì)依據(jù)對熔鹽罐進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[14]. 罐底保溫基礎(chǔ)只考慮混凝土以上的部分，并將耐火磚環(huán)墻和隔熱耐火磚做同種材料處理. 儲罐結(jié)構(gòu)尺寸與保溫尺寸計(jì)算結(jié)果如表2所示，其中各層罐壁不銹鋼板寬度全部選擇2 400 mm，罐頂采用帶肋拱頂結(jié)構(gòu).

表2 高溫熔鹽罐設(shè)計(jì)參數(shù)

熔鹽儲罐大角焊縫的形式按照API650設(shè)計(jì)，其結(jié)構(gòu)如圖2所示[14]. 其中選取焊腳尺寸與邊緣板厚度相同，為24 mm，焊腳高度為12 mm. 由于焊接工藝的限制，罐壁與罐底接觸部分為未焊透部分.

圖2 熔鹽罐大角焊縫形式Fig.2 Structural style of the fillet welding in molten salt tank

2 高溫熔鹽罐溫度場計(jì)算

分析高溫熔鹽罐溫度場，不僅可驗(yàn)證儲罐罐體保溫設(shè)計(jì)的合理性，而且有助于儲罐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的優(yōu)化和運(yùn)行方式的調(diào)度，也是進(jìn)一步研究熱應(yīng)力的基礎(chǔ).

2.1 熔鹽罐CFD模型與網(wǎng)格劃分

根據(jù)表2中熔鹽罐尺寸建立CFD模型. 為了提高計(jì)算效率，忽略底部加熱器等結(jié)構(gòu)，并取儲罐圓柱截面的一半作2D軸對稱模型，如圖3所示. 罐內(nèi)熔鹽液位為12.5 m，液面以上為空氣. 在計(jì)算域內(nèi)，采用非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格對幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分.

圖3 熔鹽儲罐CFD幾何模型Fig.3 CFD model of molten salt tank

為了驗(yàn)證網(wǎng)格數(shù)量的無關(guān)性，取模型中熔鹽罐內(nèi)近壁第一層網(wǎng)格高度分別為1、2、3和4 mm，增長率為1.2，對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分. 計(jì)算得到相同邊界條件下，15 h自然冷卻后罐壁、罐底與大角焊縫內(nèi)側(cè)連接點(diǎn)的溫度如圖4所示.

圖4 CFD網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Mesh independent verification of CFD analysis

可見，當(dāng)?shù)谝痪W(wǎng)格高度下降至3 mm以后，該點(diǎn)溫度變化趨于平穩(wěn). 為了兼顧計(jì)算速度，文中選擇第一層網(wǎng)格高度為2 mm進(jìn)行計(jì)算模擬. 劃分結(jié)果如圖5所示.

圖5 熔鹽儲罐模型的網(wǎng)格劃分Fig.5 Schematic diagram of meshing of molten salt tank

2.2 湍流模型和求解方法

根據(jù)文獻(xiàn)[15]中報(bào)道，熔鹽儲罐在自然冷卻過程中，壁面與熔鹽的溫差為1～3 ℃，通過計(jì)算此時(shí)的格拉曉夫數(shù)Gr，其值約為6.5×109，即罐內(nèi)熔鹽處于自然對流湍流狀態(tài)，故選擇k-ε模型，并打開Enhanced wall treatment和Full buoyancy effects. 過程中考慮輻射換熱的影響，輻射模型采用P1模型；選用SIMPLE壓力- 速度修正方法；壓力離散格式選用PRESTO！，時(shí)間步長采用1 s.

2.3 熔鹽材料熱物性和邊界條件

1) 熱物性

計(jì)算中，以solar salt作為蓄熱介質(zhì)，其熱物性如表3所示[16].

表3 Solar salt的熱物性

2) 邊界條件

模擬中設(shè)置的邊界條件如下.

① 文獻(xiàn)[17]指出，由于材料的不同，使儲罐保溫基礎(chǔ)底部溫度并不均勻，故將此位置處理為固定溫度并不合適，文中將此處設(shè)為壁面邊界，并通過反復(fù)試算，確定壁面對流換熱系數(shù)為8 W/(m2·K).

② 耐火磚、罐體保溫層與環(huán)境的交界面為壁面邊界，采用mixed邊界，分別定義壁面的對流換熱系數(shù)和輻射換熱系數(shù)，其計(jì)算方法采用ASTM規(guī)范進(jìn)行計(jì)算[18].

③ 儲罐內(nèi)各部分的對稱軸采用axis邊界條件.

④ 流體與罐體交界面采用無滑移流固耦合的coupled邊界條件.

⑤ 熔鹽與空氣邊界，假設(shè)兩流體交界面存在一層厚度為0的薄壁，薄壁與兩流體間采用coupled邊界條件.

⑥ 罐外環(huán)境溫度取平均溫度15 ℃.

在罐體自然冷卻之前，罐壁、保溫層等結(jié)構(gòu)內(nèi)已存在相應(yīng)的溫度分布，為了使模擬過程更加接近實(shí)際情況，在模擬計(jì)算前，假設(shè)罐內(nèi)熔鹽的溫度均勻一致，并設(shè)置為恒定溫度565 ℃. 在其他邊界條件不變時(shí)，對模型進(jìn)行穩(wěn)態(tài)工況下的模擬，將得到罐體各部分在穩(wěn)態(tài)下的溫度分布. 以此時(shí)作為瞬態(tài)模擬的起始點(diǎn)，對高溫熔鹽罐進(jìn)行物理時(shí)間為15 h的瞬態(tài)自然冷卻過程的模擬.

2.4 CFD計(jì)算結(jié)果

2.4.1 CFD監(jiān)視線的設(shè)置

為了獲得罐體內(nèi)部自然冷卻過程流場的分布規(guī)律，采用我國西部地區(qū)全年平均風(fēng)速2.4 m/s計(jì)算得到罐體外部與環(huán)境的對流換熱系數(shù)，以此作為邊界條件[19].

為了更好地監(jiān)視罐內(nèi)溫度分布，在模型上設(shè)置5條監(jiān)視線. 其具體位置如圖6所示. 其中路徑4、6分別距離罐壁和罐底0.5 m.

圖6 溫度分布監(jiān)視線Fig.6 Monitor lines about temperature distribution

2.4.2 高溫熔鹽罐溫度場分布

為了保證工作過程的安全，高溫熔鹽罐保溫基礎(chǔ)需要滿足2個(gè)要求：1) 為了防止脫水而失去強(qiáng)度，保溫基礎(chǔ)底部與混凝土接觸的界面溫度小于混凝土最高工作溫度90 ℃[20]. 2) 泡沫玻璃層頂部溫度低于泡沫玻璃最高工作溫度480 ℃[21].

圖7 罐底混凝土頂部和泡沫玻璃頂部溫度分布Fig.7 Temperature distribution of concrete and foam-glass boundaries

穩(wěn)態(tài)工況下，罐體底部與罐內(nèi)熔鹽溫度均為565 ℃，此時(shí)保溫基礎(chǔ)內(nèi)溫度值最高. 圖7所示為穩(wěn)態(tài)工況下混凝土頂部和泡沫玻璃頂部溫度分布. 由圖可見，混凝土頂部溫度一致性很好，大部分區(qū)域穩(wěn)定在67 ℃. 只在泡沫玻璃與耐火磚交接處，由于耐火磚具有較高的導(dǎo)熱系數(shù)而引起溫度波動，最高溫度為81 ℃，仍未超過混凝土使用溫度上限. 泡沫玻璃頂部除邊緣位置外，其他位置一致性很好，最高溫度為453 ℃，符合溫度要求.

圖8所示為自然冷卻15 h后熔鹽罐溫度分布. 由于罐壁保溫層與罐底保溫基礎(chǔ)的存在，熔鹽罐內(nèi)熔鹽的溫度一致性較好，溫度梯度主要出現(xiàn)在罐體保溫層和保溫基礎(chǔ)中. 相對于罐外保溫層，罐壁的熱阻顯然要小很多，所以整個(gè)罐壁僅大角焊縫與熔鹽最大液位位置的罐壁出現(xiàn)了溫度梯度.

圖8 自然冷卻15 h后罐體溫度分布Fig.8 Temperature distribution of the tank after 15 h natural cooling

圖9所示為不同冷卻時(shí)間罐體各監(jiān)視路徑的溫度分布. 從圖中可見，在15 h的冷卻過程中，大角焊縫沿壁厚方向始終存在溫度梯度. 在15 h冷卻過程中，路徑1、2徑向溫度梯度變化不大，說明冷卻時(shí)間對該區(qū)域溫差沒有影響. 相比而言路徑1的徑向溫度梯度較大，維持在約6 K，路徑2的徑向溫度梯度稍小，維持在1.7 K. 說明對于高溫熔鹽罐，在15 h的冷卻過程中，大角焊縫與罐底焊接位置可能產(chǎn)生熱應(yīng)力.

圖9 不同冷卻時(shí)間各路徑溫度分布Fig.9 Temperature distribution of each path at different cooling time

路徑3、4中溫度分布反映了罐內(nèi)熔鹽軸向溫度分布. 由圖可見，經(jīng)過15個(gè) h的自然冷卻后，罐內(nèi)熔鹽的溫度降低約1.5 K. 然而，罐內(nèi)大部分區(qū)域熔鹽溫度一致性良好，只有在熔鹽與罐壁、熔鹽與空氣接觸的很小區(qū)域內(nèi)會出現(xiàn)溫度梯度. 因?yàn)闇囟忍荻鹊拇嬖?，使罐?nèi)熔鹽出現(xiàn)自然對流現(xiàn)象，對熔鹽產(chǎn)生了一定的攪拌使用，從而使熔鹽冷卻的過程接近均勻冷卻. 另外，由圖9可見，隨著冷卻時(shí)間的增加，2個(gè)路徑的罐底溫度梯度均有增大的趨勢，但出現(xiàn)溫度梯度區(qū)域的范圍卻并沒有增加，說明在高溫熔鹽冷卻過程中熔鹽溫度分層只存在于很小的區(qū)域內(nèi).

路徑5、6所示為罐內(nèi)熔鹽徑向溫度分布，在15 h的冷卻過程中，出現(xiàn)下面幾個(gè)現(xiàn)象：1) 在冷卻1 h后，路徑5、6除了靠近罐壁位置出現(xiàn)0.5 K的溫差外，其余位置一致性很好；2) 當(dāng)冷卻進(jìn)行到15 h后，路徑6大部分位置溫度依然保持較好的一致性，路徑5由于靠近罐底而出現(xiàn)溫差，并且其溫度值也不再保持一致，而是在0.5 K范圍內(nèi)波動，這可能是罐底自然對流出現(xiàn)擾流造成的；3) 在15 h的冷卻過程中，熔鹽與罐壁始終存在溫差，而且路徑5的溫差約為3 K，路徑6的溫差約為0.6 K.

3 熔鹽罐結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

3.1 有限元模型的建立與網(wǎng)格劃分

為了提高計(jì)算效率，有限元模型建立過程中忽略了底部加熱器等結(jié)構(gòu)，并將儲罐簡化為2D軸對稱模型. 根據(jù)熔鹽罐的設(shè)計(jì)尺寸，不考慮罐壁保溫層，利用實(shí)體模型建立儲罐和保溫基礎(chǔ)的幾何模型. 采用等效厚度的方法，將罐頂處理為相同強(qiáng)度下等效厚度.

圖10 有限元網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.10 Mesh independence verification of finite element analysis

圖11 熔鹽罐有限元模型和網(wǎng)格Fig.11 Finite element model and mesh of molten salt tank

為了驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性，分別在儲罐壁厚方向劃分了4～8層網(wǎng)格，并進(jìn)行了有限元分析，圖10所示為不同網(wǎng)格尺寸下儲罐內(nèi)側(cè)大角焊縫與罐底連接點(diǎn)的Tresca應(yīng)力. 可見，當(dāng)網(wǎng)格層數(shù)達(dá)到5層以上時(shí)，應(yīng)力值不隨網(wǎng)格數(shù)變化. 為了節(jié)約計(jì)算資源，文中選擇沿罐壁和罐底厚度方向網(wǎng)格層數(shù)設(shè)置為6層. 如圖11所示，模型網(wǎng)格總節(jié)點(diǎn)數(shù)57 971，單元數(shù)為51 367.

3.2 載荷與邊界條件

3.2.1 載荷情況

模擬過程中，考慮的載荷有罐體與保溫層自重、熔鹽靜液壓、雪載荷及溫度載荷.

1) 罐體與保溫層自重：罐體自重通過設(shè)置材料密度和施加全局的重力加速度實(shí)現(xiàn).

2) 熔鹽靜液壓：罐內(nèi)熔鹽高度設(shè)計(jì)值為12.5 m，熔鹽密度按其在565 ℃時(shí)的密度計(jì)算，取1 730 kg/m3.

3) 雪載荷：根據(jù)《工業(yè)與民用建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中的規(guī)定雪載荷取300 Pa.

4) 溫度載荷：有限元計(jì)算過程中，溫度載荷分為2個(gè)階段進(jìn)行加載. 第1階段采用均勻溫度載荷計(jì)算罐體靜態(tài)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度；第2階段將CFD計(jì)算得到的溫度分布作為溫度載荷加載到有限元模型進(jìn)行計(jì)算罐體熱應(yīng)力.

3.2.2 約束情況

根據(jù)儲罐的實(shí)驗(yàn)工作狀態(tài)，采用不同的約束條件：

1) 模擬過程不考慮基礎(chǔ)沉降，所以保溫基礎(chǔ)底部采用固定邊界.

2) 罐底與基礎(chǔ)連接處采用摩擦接觸，摩擦因數(shù)取0.3.

3) 罐壁與罐底接觸部位包括2種約束條件. 焊腳與罐底的連接位置為綁定約束，罐壁與罐底未焊透位置為無摩擦接觸.

4) 模型對稱軸采用對稱約束條件.

3.3 儲罐應(yīng)力分布與評定

3.3.1 儲罐應(yīng)力分布

經(jīng)過有限元分析，儲罐應(yīng)力強(qiáng)度最大的位置主要集中在大角焊縫和第1、2層罐壁區(qū)域，所以只針對這些區(qū)域進(jìn)行分析.

圖12給出了最大液位下儲罐大角焊縫處的Tresca應(yīng)力分布云圖. 由圖可見，由于罐內(nèi)壓力作用，在罐底與罐壁連接處產(chǎn)生彎矩，使該位置出現(xiàn)彎曲. 同時(shí)，儲罐大角焊縫處應(yīng)力分布極其復(fù)雜. 最大應(yīng)力出現(xiàn)在大角焊縫內(nèi)側(cè)與罐底連接處，最大值為134.8 MPa. 最小應(yīng)力出現(xiàn)在邊緣板外邊緣和罐底中心位置，最小值僅為29 kPa.

圖12 熔鹽儲罐的大角焊縫位置應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution of fillet weld of molten salt tank

圖13所示為罐壁軸向、徑向和環(huán)向應(yīng)力分布. 由圖13可見，軸向應(yīng)力主要集中在第1層罐壁，最大值出現(xiàn)在罐壁與大角焊縫的焊接處，應(yīng)力值為103 MPa. 這是由于大角焊縫產(chǎn)生較大的彎矩，從而在罐壁內(nèi)側(cè)產(chǎn)生拉應(yīng)力而形成的. 除第1層以外的其他各層，由于不存在彎矩作用，產(chǎn)生的軸向應(yīng)力很小.

圖13 罐壁軸向、徑向和環(huán)向應(yīng)力分布Fig.13 Axial, radial and toroidal stress distribution of tank wall

從罐壁徑向應(yīng)力分布可見，除罐壁最底部和最頂部外，其他位置徑向應(yīng)力均為0. 這是由于這2個(gè)位置分別與罐底和罐頂焊接，由于彎矩和約束的作用使罐壁產(chǎn)生徑向應(yīng)力.

環(huán)向應(yīng)力為罐壁主要應(yīng)力，由罐壁環(huán)向應(yīng)力分布可見，第1、2層罐壁連接區(qū)域附近環(huán)向應(yīng)力較大. 其中最大環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)在距離第1、2層罐壁焊縫以上40 cm，最大應(yīng)力值為107 MPa. 同時(shí)，第2、3、4層應(yīng)力水平相當(dāng)，保持在90～107 MPa.

3.3.2 儲罐應(yīng)力評定

各層罐壁中，大角焊縫應(yīng)力情況最復(fù)雜也最危險(xiǎn)，第2層罐壁應(yīng)力水平最高，所以采用線性處理方法，在這2處位置選擇路徑進(jìn)行監(jiān)測，具體的路徑設(shè)置如圖14所示.

圖14 有限元監(jiān)視路徑Fig.14 Schematic diagram of FEM monitor lines

將罐壁和罐底應(yīng)力進(jìn)行應(yīng)力線性化，分別給出各路徑薄膜應(yīng)力和薄膜應(yīng)力+彎曲應(yīng)力，如表4所示. 其中除路徑3以外，各路徑均靠近結(jié)構(gòu)突變區(qū)域，故為局部薄膜應(yīng)力. 可見，除第2層罐壁上層0.44 m處薄膜應(yīng)力為主要應(yīng)力外，其他路徑薄膜應(yīng)力占比較小，說明大角焊縫處彎曲應(yīng)力為主要應(yīng)力. 其中，罐壁內(nèi)側(cè)焊腳與罐底連接處為薄膜應(yīng)力+彎曲應(yīng)力最大的位置.

根據(jù)ASME第三強(qiáng)度理論[23]，針對設(shè)計(jì)工況儲罐應(yīng)力評定位置應(yīng)力滿足

Pm≤Sm，PL≤1.5Sm，PL+Pb≤1.5Sm

時(shí)，則滿足強(qiáng)度要求.式中：Pm為總體薄膜應(yīng)力；PL為局部薄膜應(yīng)力；Pb為彎曲應(yīng)力；Sm為材料許用應(yīng)力.

將表4所示各路徑應(yīng)力線性化結(jié)果代入強(qiáng)度評定公式，結(jié)果表明5個(gè)路徑均滿足強(qiáng)度要求，說明設(shè)計(jì)工況下儲罐是安全的.

表4 各路徑應(yīng)力線性化結(jié)果

4 高溫熔鹽罐熱應(yīng)力研究

通過CFD結(jié)果可知，在3個(gè)冷卻時(shí)間內(nèi)，儲罐大角焊縫處存在溫度梯度，且溫差基本不變. 利用順序耦合法，將Fluent計(jì)算得到的穩(wěn)定工況下的溫度場作為邊界條件輸入ABAQUS軟件進(jìn)行熱應(yīng)力計(jì)算，得出罐體穩(wěn)定工況下Tresca應(yīng)力分布如圖15所示.

圖15 穩(wěn)定工況下儲罐的大角焊縫應(yīng)力分布Fig.15 Stress distribution of fillet weld of molten salt tank at steady operation condition

可見，由于罐壁厚度方向溫度梯度而產(chǎn)生的熱應(yīng)力，使大角焊縫處Tresca應(yīng)力水平明顯增大. 對比圖12、15可見，最大應(yīng)力由134.8 MPa增長至157.7 MPa.

圖16 穩(wěn)定工況下罐壁軸向、徑向和環(huán)向應(yīng)力分布Fig.16 Axial, radial and toroidal stress distribution of tank wall at operation condition

圖16所示為考慮熱應(yīng)力時(shí)罐壁內(nèi)側(cè)軸向、徑向和環(huán)向應(yīng)力分布. 由圖可見，穩(wěn)定工況下，儲罐罐壁內(nèi)側(cè)應(yīng)力分布與不考慮溫度梯度時(shí)分布規(guī)律相同. 然而，由于大角焊縫處溫度梯度的出現(xiàn)，罐壁與大角焊縫連接處產(chǎn)生熱應(yīng)力，從而使該處應(yīng)力值與不考慮熱應(yīng)力時(shí)有很大的差別. 其中罐壁與大角焊縫連接處軸向和徑向應(yīng)力分別由103、34 MPa增長至119、39 MPa，而環(huán)向應(yīng)力由41 MPa下降至28 MPa.

為了進(jìn)一步分析在工作狀態(tài)下罐壁和大角焊縫處應(yīng)力情況，對上述5個(gè)路徑的應(yīng)力進(jìn)行線性化處理，如表5所示. 在應(yīng)力評定中，熱應(yīng)力屬于二次應(yīng)力. 在ABAQUS軟件中，雖然給出了薄膜應(yīng)力、彎曲應(yīng)力等，但僅為線性化的結(jié)果. 在應(yīng)力評定過程中，需要根據(jù)位置和載荷具體確定應(yīng)力歸類. 表5中各路徑的熱應(yīng)力分析中，薄膜應(yīng)力(Pm和PL)屬性不變，薄膜+彎曲應(yīng)力(PL+Pb)可視為一次應(yīng)力+二次應(yīng)力[24].

表5 穩(wěn)定工況下各路徑應(yīng)力線性化結(jié)果

根據(jù)JB 4732中針對熱應(yīng)力的評定準(zhǔn)則為：一次應(yīng)力+二次應(yīng)力應(yīng)小于3倍的材料的許用應(yīng)力.

根據(jù)上述的評定準(zhǔn)則，對表5中各應(yīng)力值進(jìn)行應(yīng)力評定，結(jié)果表明此時(shí)儲罐應(yīng)力符合強(qiáng)度要求，說明應(yīng)用API650標(biāo)準(zhǔn)對大型熔鹽罐進(jìn)行的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在穩(wěn)定工況下運(yùn)行時(shí)溫度梯度會引起大角焊縫熱應(yīng)力，但仍然是安全的.

5 結(jié)論

配置熔鹽蓄熱系統(tǒng)的太陽能熱發(fā)電作為一種環(huán)境友好、連續(xù)可調(diào)的新能源發(fā)電方式，將在未來得到進(jìn)一步的發(fā)展. 然而，針對大型熔鹽蓄熱系統(tǒng)中熔鹽罐的研究仍有不足，其中熔鹽罐溫度分布和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析是必須要考慮問題之一. 針對熔鹽儲罐溫度分布和強(qiáng)度分析，得到了以下結(jié)論：

1) 依據(jù)API650標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)了儲鹽量為1.65×104m3的大型高溫熔鹽儲罐. 利用Fluent軟件對熔鹽儲罐溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，得到罐內(nèi)熔鹽和罐體溫度分布，得出大角焊縫處存在最大約6 ℃的溫度梯度.

2) 利用ABAQUS軟件對熔鹽儲罐設(shè)計(jì)工況下的應(yīng)力分布進(jìn)行了數(shù)值分析，得到罐體最大應(yīng)力位置在大角焊縫內(nèi)側(cè)底部，最大應(yīng)力值為134.8 MPa. 針對大角焊縫和罐壁監(jiān)視路徑的應(yīng)力線性化分析結(jié)果進(jìn)行了強(qiáng)度評定，得出熔鹽罐設(shè)計(jì)參數(shù)滿足強(qiáng)度要求.

3) 利用順序耦合法，計(jì)算得到了罐體熱應(yīng)力，結(jié)果表明，與不考慮熱應(yīng)力的工況相比，罐體最大應(yīng)力由134.8 MPa增長至157.7 MPa，增幅達(dá)17%. 但應(yīng)力評定結(jié)果顯示，大角焊縫和罐壁應(yīng)力強(qiáng)度仍滿足第三強(qiáng)度理論.