在塔式熔鹽太陽能熱發電站中，熔鹽儲罐是其核心裝置之一，儲罐設計的好壞關係著塔式熔鹽太陽能熱發電站能否正常執行[1-4]。若高溫熔鹽儲罐設計不合理，會引起熔鹽洩漏，將導致太陽能熱發電站長期停運。比如美國新月沙丘熔鹽電站( 裝機規模達110 MW) 熔鹽儲罐因設計不合理導致電站停運8 個月，西班牙塞維利亞的全球首座可實現24 h 發電的Gemasolar 太陽能熱發電站因熔鹽儲罐設計不合理導致發生事故，使電站停運數月。
目前，投運、建設和設計的塔式熔鹽太陽能熱發電站均採用雙罐直接儲熱方式 [5-7]，冷熔鹽儲罐正常執行溫度為290 ℃，熱熔鹽儲罐正常執行溫度為565 ℃。而在現有的石油儲罐設計標準中，最高設計溫度不超過250 ℃，不能滿足熔鹽儲罐的設計要求。本文以青海省某塔式熔鹽太陽能熱發電專案為例，對其25 m 直徑的熔鹽儲罐( 冷罐) 進行溫度場及應力場研究，分析不同因素對熔鹽儲罐結構強度的影響，從而為冷熔鹽儲罐的設計和施工提供依據。
1 結構及材料引數熔鹽儲罐的罐體由罐頂、罐壁、罐底和保溫層組成。青海省某塔式熔鹽太陽能熱發電專案的冷熔鹽儲罐的主要結構引數為：儲罐罐壁中徑φ 為25.03 m；罐底中幅板厚度為11 mm，過渡板厚度為16 mm，邊緣板厚度為22 mm；罐壁總高度為12.5 m；罐頂拱頂半徑為30036 mm，拱頂高度為2862 mm；罐頂中心板厚度為10 mm，中間板厚度為15 mm，邊緣板厚度為18 mm；罐頂佈置環向和徑向加強筋；罐體保溫層厚度為400 mm。該熔鹽儲罐罐體結構示意圖如圖1 所示。
圖中，i 為底板的坡度。熔鹽儲罐的罐壁按分段筒節壁厚設計，共分成6 段筒節，如圖1c 所示；罐壁筒節的筒壁壁厚和高度如表1 所示。每段筒節以筒壁壁厚中心位置進行對齊焊接。
罐壁與罐底板材料均選用Q345R，罐頂加強筋材料選用Q345D。查閱《壓力容器》《壓力容器材料實用手冊》，這2 種材料的引數分別如表2、表3 所示。
對於罐體保溫層的矽酸鋁纖維氈材料，根據DL/T 5072-2007《火力發電廠保溫油漆設計規程》，當溫度小於等於400 ℃時，矽酸鋁纖維氈材料的熱導率k 滿足以下關係：
式中，T 為熔鹽溫度，℃；f 為固定值，查閱手冊後此處取0.056。
2 有限元模型的建立由於儲罐整體結構呈現軸對稱特徵，因此選用ANSYS 軟體的平面實體軸對稱單元建立儲罐整體結構的有限元模型，儲罐熱力耦合計算採用熱- 結構順序耦合分析方法。
熱分析時，選用Plane77 平面8 節點熱實體單元，然後賦予相應的熱相關材料引數進行網格劃分，共得到46214 個單元和147697 個節點，並消除了計算結果對網格的敏感性。
應力場分析時，將熱分析時罐頂、罐壁、罐底的熱單元轉換成Plane183 應力計算單元，並賦予結構材料引數。由於保溫層僅用於罐體結構的保溫，不參與罐體結構承載，因此在應力場計算時，需要刪除保溫層單元。儲罐的幾何模型與有限元網格如圖2 所示。保溫層的厚度為400mm，罐壁筒節的筒壁有限元計算厚度自下向上分別為27、23、18、13、9、9 mm。
3 儲罐荷載3.1 對於溫度場的計算
選擇儲罐內外側溫差最大時( 此為最不利情況) 進行溫度場分析。儲罐金屬罐壁內表面、罐底上表面、罐底下表面施加工作溫度300 ℃；儲罐保溫層外側施加空氣的對流傳熱係數為20.99W/(m2•K)，設定空氣環境溫度為-27.7 ℃。
3.2 對於應力場的計算
將所選擇的熱單元轉換為應力單元，並匯入溫度場計算的相應節點溫度；然後在罐壁內表面施加隨高度變化的熔鹽靜壓，罐底上表面施加恆定熔鹽靜壓，並對儲罐整體施加重力加速度；最後在罐底下表面施加軸向( 如圖2 中的Y 方向) 位移約束。
4 結構強度分析結果4.1 溫度場分析
圖3 為儲罐整體的溫度場分佈雲圖。為了便於觀察結果，圖3 只給出了3/4 儲罐的溫度場分佈雲圖。圖中，MX 為最大應力值；MN 為最小應力值。圖4 為沿罐壁第5 筒節的壁厚AA 路徑的溫度分佈曲線圖。
根據圖3、圖4 可以發現：1) 罐體內壁溫度接近300 ℃，保溫層外壁溫度約為-25 ℃，接近環境溫度-27.7 ℃；2) 罐壁外側溫度也接近300℃，表明金屬罐壁內外溫差小，且這一溫度接近於冷熔鹽介質的溫度；3) 罐體金屬層(AA 路徑的0～9 mm) 的溫降慢，而保溫層(AA 路徑的10～409 mm) 溫降快，這是由於保溫層的熱導率遠小於金屬層Q345R 材料的熱傳率，符合熱傳導規律。
4.2 溫度應力分析
僅考慮溫度荷載，而不施加任何機械荷載( 熔鹽靜壓、罐體自重)，可以得到罐體的von Mises 等效應力雲圖和等效位移雲圖，分別如圖5、圖6所示。透過圖5、圖6 可以看出，由於溫度荷載引起的罐體熱應力非常小，最大值僅約為7.17MPa，這是由於罐壁的內外壁溫差過小所導致的。
由於罐體溫度高( 接近300 ℃ )，易發生熱膨脹，透過圖6 可以看出，罐體最大膨脹等效位移約為75.78 mm，發生在罐體上部因此，在選擇保溫層材料時，需考慮此部分變形對保溫層的影響。
4.3 綜合應力分析
綜合考慮溫度荷載、熔鹽靜壓荷載和罐體自重荷載，得到罐體整體結構的von Mises 等效應力雲圖和等效位移雲圖，分別如圖7、圖8 所示。透過圖7、圖8 可知，儲罐由於熔鹽靜壓和罐體自重荷載引起的von Mises 等效應力最大值可達到163.85 MPa，超過了Q345R 材料在400℃時的許用應力125 MPa。最大應力發生在罐底與罐壁的焊接位置，這是由於罐體在該位置結構不連續，存在應力集中現象。雖然該區域性高應力對結構的強度危害性較小，但對該位置的疲勞壽命存在一定的負面影響，設計時應區域性加強。罐頂和罐壁焊接處雖然存在結構不連續，但應力小，可以滿足強度要求。
從圖8 中還可以看出，罐體的最大等效位移為75.99 mm，發生在罐頂與罐壁焊接處，即罐體上部位置，大的位移值主要是由於熱變形引起的。罐體高應力區的應力分佈情況如圖9 所示。
圖9a 是罐體縱向截面應力分佈雲圖，最大應力出現在罐底與罐壁的焊接位置，最大vonMises 等效應力( 基於第四強度理論) 為163.85MPa。由於儲罐在執行過程中，受力最為複雜的地方為罐壁與罐底交接的地方，沿著第1 筒節焊接位置的NN 路徑，可得到基於第三強度理論下的應力強度(SINT) 分佈曲線，如圖9b 所示。可以看出，最大值為179.8 MPa，內外壁應力大，中間應力小，表明薄膜應力小，內外壁所受到的彎矩應力大。
利用ANSYS 軟體的路徑線性化功能，即可對NN 路徑下SINT 進行分類，得到的各類應力值如表5 所示。根據JB 4732-1995《鋼製壓力容器——分析設計標準》中5.3 節的規定進行強度評價，高應力區NN 路徑的各類應力值均小於許用極限值，表明該位置強度足夠，滿足JB 4732-1995 標準的要求。
5 小結及建議1) 透過對儲罐整體結構溫度場的計算，可以得到儲罐保溫層外側的熱通量約為56.4 W/m2，小於絕熱層表面最大允許熱損失量167 W/m2，表明儲罐罐體保溫層的保溫效果滿足要求。
2) 透過對儲罐整體結構在儲罐自重荷載、熔鹽靜壓荷載、溫度荷載作用下的應力場進行計算，可以得到罐體總體薄膜應力值始終在90 MPa 以下，小於Q345R 材料在400 ℃時的許用應力125MPa，表明罐體整體結構的強度足夠。另外，根據JB 4732-1995 標準對該儲罐罐壁與罐底的焊接位置高應力區進行評定，各類應力值均小於許用極限值，表明該位置的強度滿足標準要求。罐體整體結構最大等效位移為75.99 mm，發生在罐頂與罐壁焊接處。
3) 儲罐罐體在高溫下會產生較為明顯的熱膨脹變形，因此對罐體及保溫層進行安裝時，應對儲罐的擴張變形進行充分考慮，以免因為強約束引起變形不協調而破壞結構。
4) 罐體強度計算發現，最大應力出現在罐底和罐壁焊接處，因此建議在確保該位置的焊接質量的同時，也要確保該焊縫與罐壁要平滑過渡。
6 結論本文以青海省某塔式熔鹽太陽能熱發電專案為例，對其直徑25 m 的熔鹽儲罐( 冷罐) 進行了溫度場及應力場分析，並採用熱- 結構順序耦合分析方法進行了儲罐熱力耦合的計算，精確得出了熔鹽儲罐罐頂、罐壁及罐底熱變形和熱應力的分佈規律。本文結論對後續的大直徑冷熔鹽儲罐設計、施工具有一定的指導意義。作者 ：趙偉，徐衛兵，王曉 單位：中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司/太陽能利用工程技術研究所 來源 ：《太陽能》雜誌2020 年第10期(總第318期)