塔式太陽能熱發(fā)電站冷鹽泵振動機理及處理方法

收稿日期：2023-07-31

通信作者：劉宇（1968—），男，學士、高級工程師，主要從事綠色能源及儲能技術方面的研究。liu_yu@cgdg.com

DOI： 10.19911/j.1003-0417.tyn20230731.04 文章編號：1003-0417（2024）02-54-10

摘 要：針對塔式太陽能熱發(fā)電站共性存在的冷鹽泵振動問題，對塔式太陽能熱發(fā)電站的冷鹽泵支撐平臺結構形式進行了分析，剖析了振動機理，發(fā)現(xiàn)了振動原因，并提出了“治標”方案和根本解決方法。研究結果表明：由于熔鹽動能和動量很大，熔鹽運行系統(tǒng)中較多的彎道導致流體在流動時產(chǎn)生巨大沖擊力，是形成振動的激振源；同時，冷鹽泵所處的懸臂梁結構支撐平臺存在剛度差的問題，容易導致冷鹽泵與平臺設備的整體晃動。從設計角度減少彎道數(shù)量并增加支撐平臺剛度是解決振動問題的有效手段，可對塔式太陽能熱發(fā)電站的設計和安全運行提供幫助。

關鍵詞：塔式太陽能熱發(fā)電站；冷鹽泵；振動機理；支撐平臺；處理方法

中圖分類號：TK514 文獻標志碼：A

0" 引言

熔鹽塔式太陽能熱發(fā)電站是太陽能熱發(fā)電的一種形式，其以熔鹽為換熱和儲熱介質(zhì)，實現(xiàn)全天候發(fā)電，具有調(diào)峰和儲能雙重功能，并能為電網(wǎng)提供轉動慣量，保證電網(wǎng)安全運行。在中國西北太陽輻照好的地區(qū)，利用廣袤戈壁建設大量的太陽能熱發(fā)電站有利于西北地區(qū)實現(xiàn)大規(guī)模新能源利用，可助力中國實現(xiàn)碳中和目標。

近年來，中國陸續(xù)投產(chǎn)了幾座塔式太陽能熱發(fā)電站，例如：首航節(jié)能敦煌100 MW熔鹽塔式太陽能熱發(fā)電站、中控德令哈50 MW太陽能熱發(fā)電站、魯能海西州50 MW塔式太陽能熱發(fā)電站等，并在2018年制定了GB/T 51307—2018《塔式太陽能光熱發(fā)電站設計標準》[1]，李紅星等[2]、許繼剛等[3]對該設計標準進行了解析。熔鹽是塔式太陽能熱發(fā)電站的傳熱介質(zhì)，熔鹽的循環(huán)需要通過冷、熱鹽泵來實現(xiàn)，冷鹽泵負責把冷鹽罐中的低溫熔鹽傳輸?shù)礁叨葹?80～200 m的吸熱器中，用于吸收定日鏡反射過來的太陽輻射并將其轉換成熱能。

塔式太陽能熱發(fā)電站運行中普遍存在冷鹽泵振動問題，各個塔式太陽能熱發(fā)電站采取了多種處理方法，雖起到了一定效果，能夠維持運行，但并未從根本上解決問題。劉永等[4]對太陽能熱發(fā)電站長軸多級熔鹽泵模態(tài)抗振進行了計算與分析；王瓊興[5]從27個方面分析了應用于化工領域的冷鹽泵產(chǎn)生振動的原因；陳萬波等[6]分析了立式多級凝結水泵的振動原因，發(fā)現(xiàn)動平衡問題容易誘發(fā)振動；成怡君等[7]對溶液循環(huán)泵振動故障進行了分析，發(fā)現(xiàn)是雜質(zhì)入泵造成其振動；歐陽簪輝[8]對聚丙烯軸流泵振動故障原因進行了分析，確定了非驅(qū)動端軸承損壞會加劇振動；宋長清等[9]認為施工應力及頻率相近共振等問題引發(fā)了除鹽水管道振動。

塔式太陽能熱發(fā)電屬于新型發(fā)電形式，已投產(chǎn)的塔式太陽能熱發(fā)電站中冷鹽泵的結構及振動原因與已發(fā)表文獻中的對象都不相同。因此，無論從解決已建成塔式太陽能熱發(fā)電站存在的問題考慮，還是為新設計的塔式太陽能熱發(fā)電站的設計建設考慮，都必須徹底解決其冷鹽泵振動的問題，避免影響塔式太陽能熱發(fā)電站生產(chǎn)運行。

本文以魯能海西州50 MW塔式太陽能熱發(fā)電站為例，全面剖析冷鹽泵的結構和安裝形式，分析其振動機理，并給出解決冷鹽泵振動的方案。

1" 冷鹽罐熔鹽循環(huán)系統(tǒng)介紹

塔式太陽能熱發(fā)電站采用懸臂梁支撐平臺結構，在支撐平臺上設置3臺冷鹽泵（分別以A、B、C表示），冷鹽泵是長軸立式混流泵，位于冷鹽罐頂部靠近冷鹽罐壁處，泵頭浸沒于低溫熔鹽中，吸入口位于冷鹽罐的底部；正常運行時“2用1備”，變頻控制，泵組設計流量為1378 m3/h、單泵流量689 m3/h、泵出口揚程為312 m、額定出口壓力為5.4 MPa、電機功率為2100 kW。冷鹽罐熔鹽循環(huán)系統(tǒng)示意圖如圖1所示，圖中：SGS為蒸汽發(fā)生器系統(tǒng)。

2" 冷鹽泵振動情況描述及試驗

2.1" 塔式太陽能熱發(fā)電站試運行時冷鹽泵的振動情況

魯能海西州50 MW塔式太陽能熱發(fā)電站在2019年9月試運行時，冷鹽泵A、B、C在不同工況下都存在大幅振動問題。其中，冷鹽泵A、B的晃動幅度較大，不能長時間運行，冷鹽泵C的晃動輻度較小，可以長時間運行。吸熱器運行要求為滿負荷工況下流量達到2500 t/h（即1316 m3/h），單臺冷鹽泵運行均無法滿足吸熱器運行的流量要求。

通過對冷鹽泵振動數(shù)據(jù)和現(xiàn)象進行分析，其本身不存在振動的激振力，泵體安裝質(zhì)量良好，聯(lián)軸器也沒有出現(xiàn)問題，冷鹽泵的振動表述為晃動更準確?，F(xiàn)場觀測發(fā)現(xiàn)：不僅是泵體存在晃動，支撐平臺上的管道也有明顯振動，管道上的儀表有明顯晃動。

對泵體進行測試，其振動情況如下：

1） 冷鹽泵A的振動頻率為38 Hz，東南-西北方向振動嚴重、晃動明顯。

2） 冷鹽泵B的振動頻率在34～37 Hz之間，東西方向振動嚴重、晃動明顯。

3） 冷鹽泵C的振動較小，可以正常運行。

2.2" 改變支撐平臺剛度后的振動試驗情況

由于整個支撐平臺振動明顯，又是懸臂狀態(tài)，初步判斷振動原因是支撐平臺剛度不足，于是進行了改變支撐平臺剛度的試驗，對支撐平臺結構進行加固并檢測支撐平臺剛度改變后冷鹽泵的振動情況。

2.2.1 對冷鹽泵A、B的支撐平臺結構進行第1次加固

對冷鹽泵A、B的支撐平臺結構進行加固主要是針對焊縫進行加強，并對泵體周圍的支撐平臺結構進行局部加固。增加了冷鹽泵A、B支撐平臺的剛性后再進行試運轉。再次運轉時，冷鹽泵B的晃動輻度大幅減小，冷鹽泵A晃動消失，但原先振動較小的冷鹽泵C開始晃動。這說明：產(chǎn)生晃動的激振源并沒有消除，而是在剛度薄弱的位置進行了傳導。冷鹽泵A、B的支撐平臺結構第1次加固后的振動數(shù)據(jù)如表1所示，表中：x為東西向；y為南北向。

2.2.2" 對冷鹽泵支撐平臺結構進行第2次加固

在第1次加固試驗后，冷鹽泵A、B的振動減小，原先振動較小的冷鹽泵C開始出現(xiàn)大幅晃動，此時，冷鹽泵A、B聯(lián)合運行可以滿足吸熱器的運行要求，而冷鹽泵C與任何1臺冷鹽泵組合都不能滿足吸熱器的運行要求。為進一步改變支撐平臺的剛度，制定了第2次加固方案，在冷鹽泵支撐平臺上增加了桁架支撐結構（如圖2所示），然后進行聯(lián)合試運行，得到的振動數(shù)據(jù)如表2所示。

3" 激振力來源及振動機理分析

冷鹽泵的支撐平臺為懸臂梁結構，可能存在剛性不足的問題，但從平臺的結構設計分析，在正常情況下，平臺剛度能夠滿足要求，不應該因剛度不夠產(chǎn)生振動現(xiàn)象，因此需要進一步分析激振力來源及振動機理。

3.1" 激振力來源

熔鹽是塔式太陽能熱發(fā)電站用于傳熱和儲能的介質(zhì)，由硝酸鈉與硝酸鉀組成，但進入塔式太陽能熱發(fā)電站的最終熔鹽產(chǎn)品不是硝酸鉀單體也不是硝酸鈉單體，而是兩者按照一定比例復配后形成的混合共晶鹽，魯能海西州塔式太陽能熱發(fā)電站所使用熔鹽按照硝酸鈉與硝酸鉀的比例為6：4進行配制，在使用前進行化鹽，變成液體后存貯在冷鹽罐中。支撐平臺熔鹽管道的實際布置圖如圖3所示。

冷鹽泵啟動前，需要先打開再循環(huán)調(diào)閥，啟動后，冷鹽流經(jīng)再循環(huán)旁路回到冷鹽罐中，然后根據(jù)負荷情況逐漸關閉旁路門、開啟吸熱器閥門，冷鹽泵出口的旁路管道設計了多個彎。冷鹽罐中熔鹽溫度為290～300 ℃，罐外環(huán)境溫度為-20～35 ℃，冷鹽泵運行與不運行時存在較大溫差，考慮到管道的熱脹冷縮，在冷鹽泵支撐平臺的管道上設計了U形彎，其中冷鹽泵A、B的旁路出口較冷鹽泵C還多了兩個直角彎；在主管道上也設有兩個U形彎。冷鹽泵運行時，熔鹽從泵中出來遇到多個拐彎帶來的反作用力，此時熔鹽流經(jīng)管道拐彎處對管道施加的力Fz等于管道拐彎處對熔鹽的反作用力Ff，即：

Fz=Ff" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " "（1）

流體流動時每經(jīng)過1個彎就遇到1個反作用力，由于熔鹽與管壁的碰撞時間極短，碰撞力很大，這是產(chǎn)生激振力的主要來源。激振力（即沖擊力）的計算過程如下。

冷鹽密度為1899 kg/m3、溫度為298 ℃，冷鹽泵流量為1378 m3/h（即2617 t/h） 、出口壓力為5.4 MPa，則冷鹽泵出口流速v計算式為：

v =" "Q" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " "（2）

πr 2

式中：Q為單位時間內(nèi)管道流過的熔鹽體積；r為導流管半徑。

冷鹽泵出口的動能Ek很大，主要用于將熔鹽傳輸至高度180 m處的吸熱器中，在這個過程中，動能逐漸轉變?yōu)閯菽埽溆嬎闶綖椋?/p>

Ek=mv2" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " （3）

式中：m為單位時間內(nèi)管道流過的熔鹽質(zhì)量。

由于管道中多個彎的存在，熔鹽從冷鹽泵出口流出后受到管道的阻力，熔鹽的動能減小，減小的部分動能轉變?yōu)閷潲}泵支撐平臺的激振力F，其表達式為：

F= mΔv

Δ t" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " "（4）

式中：Δt為碰撞時間；Δv為熔鹽與管道碰撞前后速度變化量，在彎道處的x或y方向上，碰撞后流體速度實際為零。

熔鹽對管道拐彎處的沖量可表示為：

FΔt=mΔv" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " （5）

熔鹽的恒定流動量方程[10]為：

∑F=α2ρ2Q2v2–α1ρ1Q1v1" " " " " " " " " " " " " " " " " "（6）

式中：α1、α2分別為碰撞前、后的動量修正系數(shù)，工程計算中的動量修正系數(shù)通常取1，熔鹽為不可壓縮流體；ρ1、ρ2分別為碰撞前、后的熔鹽密度，ρ1=ρ2，取1899 kg/m3；Q1、Q2分別為碰撞前、后單位時間內(nèi)流經(jīng)管道的熔鹽體積；v1、v2分別為熔鹽與管道碰撞前、后的速度。

根據(jù)以上公式計算，冷鹽泵運行時，在多個彎管處分別在水平x、y兩個方向產(chǎn)生的持續(xù)沖擊力最大值可達到3900 kg。隨著負荷變化而流量發(fā)生變化時就會產(chǎn)生交替沖擊，振動持續(xù)發(fā)生。

正常運行后，旁路管道的調(diào)閥逐漸關小，此時熔鹽在主管道的流量增大，直至全部由主管道傳輸至吸熱器，在冷鹽泵支撐平臺的主管道上布置了3個U形彎，此時，熔鹽流經(jīng)彎道時產(chǎn)生的沖擊力是所有這些彎道產(chǎn)生的沖擊力之和。

由于流速大，熔鹽與管道碰撞時間很短，同時質(zhì)量較大，冷鹽泵運行時，在多個直角彎處熔鹽流體對管道的沖擊力達到數(shù)千千克，且在x、y方向都存在，這就是產(chǎn)生振動的激振力來源，管道受沖擊后引發(fā)的振動傳遞到冷鹽泵，從而引發(fā)了整個支撐平臺的振動，實際上是晃動。

以此為例對導流管拐彎處的受載情況進行定量分析，探究導流管半徑、熔鹽流量和流體表面張力系數(shù)ε1對導流管拐彎處管壁沖擊應力的影響，如圖4所示。

r/m

由圖4可以看到：1）隨著的導流管半徑增加，管壁沖擊應力逐漸減小，在導流管半徑為0.16～0.24 m處管壁沖擊應力下降較快，隨后變化較慢。2）熔鹽流量與管壁沖擊應力成正比。3）流體表面張力系數(shù)與管壁沖擊應力成反比。

3.2" 加固前試運行時，冷鹽泵A、B振動較大而C振功較小的原因

經(jīng)現(xiàn)場勘查，冷鹽泵C的安裝位置靠近支撐平臺的主梁，此處的剛度大，而冷鹽泵A、B安裝位置偏離主梁，所處位置剛度較小。熔鹽此時走再循環(huán)旁路，冷鹽泵A、B再循環(huán)旁路管道比冷鹽泵C再循環(huán)旁路管道多了兩個彎，因而在水平的x、y兩個方向受到兩次的沖擊力作用，所以對冷鹽泵A、B產(chǎn)生的沖擊力大于對冷鹽泵C產(chǎn)生的，剛度小且沖擊力大，激振力被冷鹽泵A、B及附近的管道、平臺吸收后，沒有傳遞到冷鹽泵C，這是加固前試運行時冷鹽泵A、B振動大于冷鹽泵C的主要原因。

3.3" 冷鹽泵A、B支撐平臺結構加固后振動減小，冷鹽泵C泵振動變大的原因

對冷鹽泵A、B的支撐平臺結構進行加固后，冷鹽泵A、B的支撐剛度大幅加強，受到激振力后變形減小，但激振力并沒有減少，于是傳遞到冷鹽泵C所處位置。此時冷鹽泵C的支撐剛度小于加固后冷鹽泵A、B的支撐剛度，所以激振力產(chǎn)生的能量由冷鹽泵C的支撐變形來吸收，就產(chǎn)生了冷鹽泵C振動加大的現(xiàn)象。

3.4" 冷鹽泵組合AC、BC振動增大的機理

正常運行時只有2臺冷鹽泵運行，因此對冷鹽泵進行組合運行。從表1、表2可以看出：兩次加固試驗中，冷鹽泵C分別和冷鹽泵A、B組合運行時振動都很強烈。從圖3也可以看出：當冷鹽泵組合（下文簡稱為“組合”）AB運行時，組合出口管道中只有1個U形彎，而冷鹽泵C無論與任何泵組合，出口的熔鹽都要經(jīng)過兩個U形彎。組合BC運行時，冷鹽泵B出口熔鹽也要經(jīng)過1個U形彎，經(jīng)過圖3中下方主管道上右邊U形型彎的流量是組合BC流量之和，組合AC運行時，通過兩個U形彎的流量只有冷鹽泵C的流量。因此，以FBC、FAC、FAB分別表示組合BC、AC、AB運行時產(chǎn)生的激振力，其大小排列順序為：FBCgt;FACgt;FAB。由于冷鹽泵C和冷鹽泵A、B組合時激振力增加，冷鹽泵B、C均出現(xiàn)振動加大現(xiàn)象。

3.5" 東西方向振動大的原因

3.5.1" 產(chǎn)生了最大的疊加激振力

由于在主管道上設計了3個用于解決熱脹冷縮問題的U形彎，冷鹽泵運行時在彎道上產(chǎn)生的沖擊力疊加，使東西方向受到了最大的激振力。

3.5.2" 支撐平臺剛度不足

從表1、表2可以看出：冷鹽泵的晃動主要發(fā)生在東西方向。冷鹽泵的支撐平臺是懸臂梁結構，豎直部分與蒸汽發(fā)生器系統(tǒng)連接在一起，組成了剛度很大的桁架支撐結構。該結構在南北方向剛度很大，受力時不會出現(xiàn)變形，但懸臂部分在東西方向剛度不足，當冷鹽泵運行產(chǎn)生東西和南北方向的激振力時，南北方向剛度大，不發(fā)生變形，沒有晃動情況出現(xiàn)，而在東西方向的剛度不足，則出現(xiàn)晃動現(xiàn)象。

4" 建議方案

4.1" 提高支撐平臺剛度

根據(jù)上文所述，提高冷鹽泵支撐平臺剛度的兩種方案為：1）對振動大的支撐平臺結構進行局部加固；2）在支撐平臺上增加桁架支撐結構，提高平臺的整體剛度。

這種加固方法雖然能夠減小振動幅值，但是加固后并不能改變支撐平臺的懸臂梁結構，激振力并未消除，僅是“治標”的方法。

4.2" 取消導流管上全部或部分U形彎

4.2.1" 取消部分U形彎

取消冷鹽泵C出口調(diào)閥后面的U形彎，將導流管道取直，組合AC、BC的振動就會減小。只取消1個U形彎，不會影響管路的熱脹冷縮。

4.2.2" 取消3臺冷鹽泵出口調(diào)閥后面全部U形彎，加用膨脹節(jié)

從上述試驗可以看出：冷鹽泵組合東西方向振動最大，原因是這個方向上存在的3個U形彎疊加放大了該方向的沖擊力。若取消全部U形彎，東西方向沖擊力可減小，加裝直形膨脹節(jié)，用于抵消熱脹冷縮產(chǎn)生的管道變形。而改變管道走向必然引起管道熱應力的變化，為分析改變管道走向時熱變形對管道的影響以及管道應力的分布情況，下文對管道進行了動力學和熱力學分析，也可為改變管道走向提供一定的先驗知識。

對熔鹽管道進行熱應力特性分析的主要目的是總結管道在高溫熔鹽環(huán)境下的應力和變形規(guī)律，因此采用多物理場單向耦合的方法對高溫管道結構進行分析。在分析過程中，假設管道靜止不動，則結構靜力分析的有限元方程為：

[K]{u}={N} " " " " " " "（7）

式中：[K]為剛度矩陣；{u}為位移矢量集合；{N}為靜力載荷集合。

結構受熱膨脹會產(chǎn)生熱應變ε，其計算式為：

ε=αΔT " " " " " " " " " " " " " （8）

式中：α為材料熱膨脹系數(shù)；ΔT為溫差。

如果管道形狀受到約束，則產(chǎn)生的熱應力為壓應力；當管道減少受熱時，產(chǎn)生的熱應力為拉應力；如果管道結構上各位置存在溫差或受熱系統(tǒng)由熱膨脹系數(shù)不一的材料組成時，也會產(chǎn)生熱應力，其中熱膨脹系數(shù)大的部件承受壓縮熱應力。針對各向同性的線彈性材料進行結構分析，其應力-應變關系遵照Hooke定律，關系式如下：

（9）

式中：a為泊松比；G為剪切模量；E為彈性模量；z為豎直方向；σx、σy、σz分別為x、y、z方向上結構應力；εx、εy、εz分別為x、y、z方向上應變；γxy、γyz、γzx分別為垂直于剪應力方向上xy、yz、zx截面的管道剪應變；τxy、τyz、τzx分別為作用在管道xy、yz、zx截面上的剪應力。

假定結構會因為環(huán)境溫度變化產(chǎn)生熱膨脹，則需要在式（9）中增加熱應變，則應力-應變關系式為：

（10）

考慮熱效應時，當結構力學響應對熱物性參數(shù)、熱傳導形式及熱邊界條件的影響小到可忽略不計時，可將結構熱應力問題分解為熱分析和結構應力分析。這樣才能使熱變形與一般結構靜力學統(tǒng)一起來，先進行熱分析，得到結構溫度場的分布，再依據(jù)靜力求解過程，在平衡方程中代入材料本構關系和應變-位移關系，引入相關荷載和邊界位移，以此求解力平衡方程得到結構熱變形，繼而依據(jù)變形應力關系獲得熱應力。有限元數(shù)值解法中，采用有限元位移法，溫度場和位移場可表述為結構空間的離散量，有限元方程為：

[K]{u}–{F th}={Fn} " " " " " "（11）

式中：{Fn}為節(jié)點力矢量集合；{F th}為結構溫度節(jié)點載荷列陣集合。

其中，{F th}的計算式為：

{F th}=∑∫Ve[B]T[D]{ε th}dV" " " " " " " " " " " " " "（12）

式中：[B]為應變-位移矩陣；[D]為應力-應變矩陣；Ve為單元體積；{εth}為熱應變集合；dV是單位體積。

其中，{ε th}的計算式為：

{ε th}=（T0–Tref） [αx" αy" αz" 0" "0" "0]T" " " " " " " " （13）

式中：T0為變化后的溫度；Tref為參考溫度；αx 、αy 、αz分別為x、y、z方向上的膨脹系數(shù)。

根據(jù)實際工況，管道主要涉及到的物理場有：流場、位移（應力、應變）場和溫度場。本文通過Ansys Workbench平臺制作仿真模型，對U形管道和L形管道進行熱流固耦合分析。先進行計算機流體力學（CFD）流場數(shù)值分析，基于Ansys Workbench平臺將CFD流場計算文件導入，再將其溫度場數(shù)據(jù)作為荷載導入結構進行溫度分析，最后將CFD中的流場數(shù)據(jù)和溫度場數(shù)據(jù)作為“荷載”進行結構應力場分析。

模型參數(shù)選擇上述定量分析參數(shù)，在保證網(wǎng)格質(zhì)量的情況下，采用Ansys Workbench平臺對高溫管道進行結構4面體補丁適形法網(wǎng)格劃分，設置全局網(wǎng)格尺寸為50 mm×50 mm，管道結構與流場之間采用網(wǎng)格膨脹法修正網(wǎng)格，使物理場之間數(shù)據(jù)交換更真實，計算結果具有真實性。L形管道模型網(wǎng)格總數(shù)為87918個，U形管道模型網(wǎng)格總數(shù)為210236個，網(wǎng)格質(zhì)量均在0.7以上。

根據(jù)流管實際運行情況，設置邊界條件如下：在流管進出口處設置固定支撐約束，對流管結構設置重力加速度為9.8 m/s2；設置流管進口流速為6.09 m/s；湍流模型采用Fluent計算平臺里的SST k-ω模型。通過Fluent平臺中流體仿真模塊對U形管道和L形管道進行熱流固耦合分析，兩種管道壁面溫度分布情況如圖5所示。

從圖5可以看出：U形管道的平均溫度比L形管道平均溫度小，兩個管道在拐彎處存在溫度的劇烈變化，易造成熱應力變形。觀察圖5a中的節(jié)點5186和節(jié)點20673、圖5b中的節(jié)點13718和節(jié)點2524等可以發(fā)現(xiàn)：在管道拐彎處，熔鹽沖擊側溫度較內(nèi)側溫度明顯降低。

U形管道和L形管道的應力分布情況如圖6所示。

從圖6可以看出：管道內(nèi)部應力比出口應力大很多，這是由于管道不僅受熔鹽的沖擊而產(chǎn)生應力，管壁溫度不均勻也會造成熱應力。U形管

道的平均應力要大于L形管道的，但其應力分布較均勻；而L形管道應力分布較不均勻，在管道形狀突變處易發(fā)生較大變形。

兩種管道的形變分布圖如圖7所示。

從圖7可以看出：U形管道變形量最大為0.00733610 m，分布在上端；L形管道最大變形量為0.00551650 m，分布在拐彎處。若要取消部分彎頭，可以在管道中增加膨脹節(jié)，用于抵消熱脹冷縮產(chǎn)生的管道變形。

4.3" 重新設計冷鹽泵支撐平臺

對于新建塔式太陽能熱發(fā)電站，建議重新設計冷鹽泵支撐平臺，可采用以下3種方案。

4.3.1" 保留原懸臂梁結構

1）改變管道設計，重新布置管道走向，將管道取直，取消部分彎頭，減少激振源。

2）對支撐平臺剛度進行重新計算并加固。

3）在管道中增加直形膨脹節(jié)，用于抵消熱脹冷縮產(chǎn)生的管道變形。

4.3.2" 使用臥式冷鹽泵并將支撐平臺設置在冷鹽罐的一側

已投產(chǎn)電站的冷鹽泵安裝于冷鹽罐頂部，傳動軸長達15 m，安裝要求高，運行穩(wěn)定性控制難度大，電機也是豎向布置，受擾動后容易出現(xiàn)振動偏大的情況。

若將冷鹽泵支撐平臺設置在與冷鹽罐底座同水平地面，并采用臥式冷鹽泵，其運行穩(wěn)定性較立式長軸泵運行穩(wěn)定性好，容易控制振動情況。從支撐平臺結構來說，該結構為“落地生根”，即使同樣的激振力也能夠減小振幅。在管路設計中，仍然需要盡量減少彎頭，使用膨脹節(jié)代替彎頭，以減小沖擊力造成的支撐平臺振動。

4.3.3" 增加1個低位小冷鹽罐，將冷鹽泵安裝于低位冷鹽罐頂部

這個方案是浙江可勝技術股份有限公司的方案，是針對已建設的塔式太陽能熱發(fā)電站冷鹽泵的振動問題而提出的改造方案，屬于支撐平臺改造方案。具體做法為：增加1個低位小冷鹽罐，冷鹽泵安裝于低位冷鹽罐頂部，泵軸長度降低至1 m左右，提高了設備運行的穩(wěn)定性。但增加低位小冷鹽罐導致成本提高，且由于冷鹽泵仍然采用立式布置，電機高度達3 m，抗擾動能力仍然較弱。

5" 結論

本文以魯能海西州50 MW塔式太陽能熱發(fā)電站為例，通過對其冷鹽泵振動、晃動現(xiàn)象和數(shù)據(jù)進行試驗分析，得出如下結論：

1）因冷鹽泵導流管道系統(tǒng)存在太多彎道，導致大流量、高密度、高速度、高動能、高動量的熔鹽在流動時遇到彎頭產(chǎn)生反作用力，形成激振源，是導致冷鹽泵振動和管路系統(tǒng)產(chǎn)生晃動的主要原因。

2）由于系統(tǒng)結構原因，冷鹽泵布置在懸臂梁支撐平臺上，懸臂梁結構本身就存在剛度差的問題，所以在激振力的作用下，振動很大，導致支撐平臺及平臺上的設備整體晃動。

3）塔式太陽能熱發(fā)電站是一種新的發(fā)電形式，由于經(jīng)驗不足或者動力學計算方面不充分，在設計方面存在一定的問題；且多個電站使用相同或參考設計，導致國內(nèi)所有投產(chǎn)的塔式太陽能熱發(fā)電站都發(fā)生同樣的冷鹽泵振動問題。

4）更改冷鹽泵支撐平臺設計方案是解決振動問題的根本方法，從設計上減小激振力，才能避免振動發(fā)生，提高塔式太陽能熱發(fā)電站運行的可靠性和安全性。找到激振的外力源并制定針對性的處理方法來消除才能從根本上解決振動問題，如果外力源找不到，純粹從加固的方面處理，只能是治標不治本。

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VIBRATION MECHANISM AND TREATMENT METHOD OF COLD SALT PUMP IN TOWER CSP STATION

Liu Yu，Xu Xuefeng，Ding Xian

（China Green Development Investment Group Co.，Ltd，Beijing 100020，China）

Abstract：In view of the common vibration problem of cold salt pump in the tower CSP station，the structural form of the cold salt pump support platform of tower CSP station is analyzed，and the vibration mechanism is analyzed，and the vibration causes are found，and the“palliative”solution and fundamental solution are put forward. The study found that due to the large kinetic energy and momentum of molten salt，many numerous bends in the molten salt operating system lead to a huge impact force during the flow，which is the source of vibration. At the same time，the cantilever beam structure support platform where the cold salt pump is located has the problem of the stiffness difference，which is easy to lead to the overall shaking of the cold salt pump and the platform equipment. From the design point of view，reducing the number of bends and increasing the stiffness of platform support is an effective means to solve the vibration problem，which can help the design and safe operation of tower CSP station.

Keywords：tower CSP station；cold salt pump；vibration mechanism；support platform；processing method