高溫熔鹽泵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)應(yīng)力與模態(tài)的數(shù)值模擬

王子超，張德勝，金永鑫，高雄發(fā)，董亞光

(江蘇大學(xué)國家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

高溫熔鹽泵是太陽能光熱發(fā)電系統(tǒng)中關(guān)鍵設(shè)備之一，主要作用是驅(qū)動高溫熔鹽在系統(tǒng)中循環(huán)流動，其一般型式為立式多級離心泵[1].高溫熔鹽泵長期運(yùn)行在300 ～565 ℃的熔鹽環(huán)境中，運(yùn)行前需反復(fù)測試其安全性和可靠性，以免投入使用后對整個光熱發(fā)電系統(tǒng)造成嚴(yán)重后果[2-3]，因此對高溫熔鹽泵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進(jìn)行應(yīng)力及模態(tài)分析具有重要意義.

在旋轉(zhuǎn)機(jī)械領(lǐng)域，許多學(xué)者利用流固耦合方法，針對葉輪葉片的強(qiáng)度和動力學(xué)特性進(jìn)行研究[4-6].由于高溫熔鹽泵特殊的結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部流動與結(jié)構(gòu)之間存在復(fù)雜的相互影響，水力振蕩和高溫條件使得泵的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生應(yīng)力與變形[7-9].同時，模態(tài)是機(jī)械結(jié)構(gòu)的固有振動特性，任意模態(tài)都具有各自的固有頻率、阻尼比和模態(tài)振型[10].由模態(tài)分析能預(yù)測結(jié)構(gòu)本身與內(nèi)部流動、外界激勵等發(fā)生相互影響的可能性，從而通過結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計避免共振的產(chǎn)生[11-12].李輝[13]對熔鹽泵內(nèi)湍流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)葉輪和空間導(dǎo)葉存在呈周期規(guī)律性變化的動靜互相作用.WANG等[14]對核主泵(RCP)葉輪進(jìn)行了模態(tài)分析，認(rèn)為流場載荷使葉輪的固有頻率增大，而離心力載荷使其減小，但整體上可以忽略不計.朱慈東等[15]對高壓多級離心泵進(jìn)行模態(tài)分析，認(rèn)為計算轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速時需考慮口環(huán)密封的等效剛度，以防止共振發(fā)生.

上述研究主要集中在不涉及溫度場的流體機(jī)械動力學(xué)特性，而高溫熔鹽泵的設(shè)計和模態(tài)分析需要考慮流場和溫度場帶來的共同影響[16-18].文中應(yīng)用ANSYS CFX軟件對高溫熔鹽泵全流場的流動特性進(jìn)行數(shù)值計算，基于流固熱多場耦合技術(shù)，分析熔鹽泵在一定溫度、應(yīng)力以及變形條件下的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)特征和模態(tài)特征，從而為高溫熔鹽泵的設(shè)計及運(yùn)行提供一定的理論依據(jù).

1 數(shù)值計算

1.1 計算模型

以某一臺三級立式長軸高溫熔鹽泵為研究對象，該泵設(shè)計性能參數(shù)分別為流量Qd=85 m3/h，揚(yáng)程H=55 m，轉(zhuǎn)速n=1 450 r/min.泵葉輪幾何參數(shù)分別為葉輪外徑D2=265 mm,進(jìn)口直徑Dj=135 mm,輪轂直徑dh=70 mm,葉片數(shù)Z=6,葉片包角φ=148°,葉片安放角β=22.5°.

高溫熔鹽泵結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括進(jìn)口、葉輪、導(dǎo)葉、環(huán)形壓水室、軸承、泵軸和出液管等.

圖1 泵結(jié)構(gòu)及局部過流部件放大圖Fig.1 Pump structural and partial enlarged detail of flowing components

高溫熔鹽泵結(jié)構(gòu)分析主要針對高速旋轉(zhuǎn)部件，即葉輪和泵軸.泵結(jié)構(gòu)部件材料為347H，輸送介質(zhì)分別為25 ℃的清水和300，430，565 ℃的熔鹽介質(zhì).熔鹽介質(zhì)的物性參數(shù)按照文獻(xiàn)[19]確定，如圖2所示.

圖2 熔鹽介質(zhì)物性參數(shù)Fig.2 Physical parameters of molten-salt medium

1.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件設(shè)置

對熔鹽泵流體域進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分.為驗證網(wǎng)格無關(guān)性，采用5種不同的方案，以揚(yáng)程H為判據(jù)進(jìn)行數(shù)值計算，結(jié)果如表1所示，表中N為網(wǎng)格數(shù).可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于535萬時，計算揚(yáng)程變化相差較小，因此選取方案3作為計算網(wǎng)格，此時網(wǎng)格質(zhì)量在0.40以上.

表1 網(wǎng)格無關(guān)性計算結(jié)果Tab.1 Calculation results of mesh independence

應(yīng)用ANSYS CFX軟件，選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對高溫熔鹽泵內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值計算.邊界條件設(shè)置如下：進(jìn)口設(shè)置為質(zhì)量流量進(jìn)口；出口設(shè)置為靜壓出口；采用無滑移光滑壁面.

1.3 約束設(shè)置

在保證網(wǎng)格質(zhì)量的情況下，采用ANSYS Workbench對高溫熔鹽轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進(jìn)行非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)為368 387，網(wǎng)格質(zhì)量在0.36以上，如圖3所示.

圖3 轉(zhuǎn)子及葉輪網(wǎng)格Fig.3 Rotor and impeller meshing

在轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中，無預(yù)應(yīng)力條件下約束設(shè)置如下：軸襯套在徑向上約束軸承以防止軸系發(fā)生偏移，在軸襯套和泵軸的接觸面施加圓柱面約束，同時約束轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在軸向和切向的自由度，避免產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)振型，從而求解出轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的模態(tài)參數(shù)，如圖4所示.

圖4 結(jié)構(gòu)域邊界條件Fig.4 Domain boundary conditions

有預(yù)應(yīng)力條件下，除上述約束設(shè)置外，受流場作用，在葉輪前后蓋板及葉片上產(chǎn)生流場載荷.將565 ℃熔鹽介質(zhì)在1.0Qd工況下的流場載荷通過CFX流場數(shù)值導(dǎo)入Workbench平臺進(jìn)行耦合.重力由加速度大小和方向直接定義，離心力由轉(zhuǎn)速大小和方向進(jìn)行定義，二力合稱為質(zhì)量力載荷.

熔鹽泵受高溫熔鹽介質(zhì)熱傳導(dǎo)的影響，需對溫度場在Workbench平臺上進(jìn)行規(guī)定：初始外界空氣與轉(zhuǎn)子模型溫度都設(shè)置為20 ℃，對流換熱系數(shù)設(shè)置為1 000 W/(m·℃).提取溫度場數(shù)據(jù)施加到轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)中，用以計算溫度分布，再對結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱固耦合分析，得到溫度載荷.最后基于流場載荷、質(zhì)量力載荷與溫度載荷，對轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行應(yīng)力分析.

2 計算結(jié)果及分析

2.1 數(shù)值計算方法可靠性驗證

為了驗證熔鹽泵內(nèi)部流場數(shù)值計算方法的可靠性，對熔鹽泵進(jìn)行0.35Qd～1.15Qd工況下的清水試驗，得到泵外特性試驗數(shù)據(jù)，并與計算結(jié)果進(jìn)行對比，如圖5所示.

圖5 試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比Fig.5 Comparison between test and numerical simu-lation results

由圖5可以看出：數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果的變化曲線基本一致，由于在數(shù)值計算時部分轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)做了簡化，且機(jī)械摩擦損失忽略不計，故計算結(jié)果略高于試驗值；試驗測試與數(shù)值計算的揚(yáng)程最大誤差為3.8%，效率最大誤差為7.3%，但均在可接受范圍內(nèi)，這表明文中所采用的數(shù)值計算方法是可靠的.

由圖5還可以看出，在1.0Qd工況下，相比于清水試驗揚(yáng)程值， 25 ℃清水、300 ℃熔鹽、430 ℃熔鹽和565 ℃熔鹽的計算揚(yáng)程分別提高2.97%，3.76%，3.17%，3.14%.由此可見，在設(shè)計工況下，介質(zhì)的密度和黏度對泵外特性影響較小，這與文獻(xiàn)[20-21]的結(jié)論一致.因此，清水測試結(jié)果可作為高溫熔鹽泵運(yùn)行性能的參考.

2.2 溫度場分析

圖6為設(shè)計工況下，熔鹽泵各級葉輪和葉片在565 ℃熔鹽介質(zhì)時的溫度分布，可以看出：整體上，第三級葉輪的溫度明顯更高，首級葉輪和第二級葉輪的高溫區(qū)主要分布在葉輪進(jìn)口，并呈軸對稱分布，葉輪輪轂與葉片前緣相交處為最低溫度區(qū)；葉輪前蓋板與葉片相交區(qū)域溫度高于后蓋板與葉片相交區(qū)域，其溫度呈中心對稱分布；葉片的溫度分布呈現(xiàn)梯度變化，高溫帶從葉片前緣向尾緣延伸并逐漸加寬，最終形成高溫區(qū)；葉片溫度隨級數(shù)而增大，溫度分布梯度隨級數(shù)而減小，這是因為熔鹽介質(zhì)流經(jīng)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，對各級葉輪做功，從葉輪進(jìn)口到出口，隨著流動過程熱傳導(dǎo)更充分所致.

2.3 應(yīng)力變形分析

2.3.1 葉輪應(yīng)力分析

在設(shè)計工況下，565 ℃熔鹽介質(zhì)時，只考慮流場與質(zhì)量力載荷、只考慮溫度載荷以及兩者同時考慮的熔鹽泵首級葉輪應(yīng)力分布情況如圖7所示.

圖7 熔鹽介質(zhì)溫度為565 ℃時首級葉輪的應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of the first-stage impeller in molten-salt medium of 565 ℃

由圖7a可以看出：葉輪前蓋板應(yīng)力分布比較均勻，葉輪后蓋板部分區(qū)域有較為明顯的應(yīng)力集中；最大應(yīng)力在葉輪后蓋板與葉片尾緣連接區(qū)域，最大值為78.348 MPa，最小應(yīng)力在輪轂處.

由圖7b可以看出：葉輪應(yīng)力值較圖7a更小，總體為0.100～0.400 MPa，無較大的應(yīng)力集中；最大應(yīng)力在葉片前緣區(qū)域，最大值為1.236 MPa，最小應(yīng)力在后蓋板.

由圖7c可以看出：葉輪應(yīng)力分布與圖7a相似，總應(yīng)力值略大于圖7a應(yīng)力值，可以推斷占主導(dǎo)應(yīng)力作用的是流場和質(zhì)量力載荷.

圖8為不同流量工況下，各級葉輪在不同溫度熔鹽介質(zhì)時的應(yīng)力最大值曲線，可以看出：在同一溫度熔鹽介質(zhì)時，隨著流量的增大，各級葉輪的最大應(yīng)力值呈下降趨勢，其中首級葉輪和第二級葉輪的最大應(yīng)力值下降相對平緩，第三級葉輪應(yīng)力值在流量小于0.8Qd時有明顯下降過程，之后下降趨勢相對平緩.

圖8 不同溫度下各級葉輪最大應(yīng)力變化曲線Fig.8 Variation curves of maximum stress of impeller at various stages under different temperatures

葉輪在不同工況和溫度條件下整體應(yīng)力分布相對均勻，但葉片與前后蓋板連接處以及葉片尾緣處仍存在局部應(yīng)力過大的區(qū)域.為分析葉片與前后蓋板連接處的應(yīng)力，取單葉片模型，同時選取葉片表面與前后蓋板的4條交線，確定弦長方向為葉片前緣到尾緣，如圖9所示.

圖9 葉片-蓋板交線示意圖Fig.9 Diagram of blade-cover intersecting lines

圖10為在1.0Qd工況下，計算得到的565 ℃熔鹽介質(zhì)時葉片-蓋板交線的應(yīng)力分布.

由圖10可以看出：4條交線在葉片前緣處的起始應(yīng)力值相差不大，總體趨勢隨弦長有所上升；在前蓋板-葉片工作面交線上，在弦長150 mm處存在應(yīng)力值較大區(qū)域，該交線上應(yīng)力值極差在15.000 MPa以內(nèi)；在后蓋板-葉片工作面交線上，在葉片尾緣處應(yīng)力增大至25.000 MPa；在前蓋板-葉片背面交線上，應(yīng)力值隨弦長沒有明顯增幅，該交線上應(yīng)力值極差在10.000 MPa以內(nèi)；在后蓋板-葉片背面交線上，總體應(yīng)力值相差不大，在弦長130 mm處應(yīng)力值有小幅上升.

圖10 葉片與蓋板不同交線應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution of different intersecting lines between blade and cover plate

通過對比葉片背面的2條交線，應(yīng)力值在葉片尾緣處大幅上升至60.000 MPa以上，這與上述分析的葉片尾緣區(qū)域有應(yīng)力集中現(xiàn)象相符.通過對比葉片工作面上的2條交線，前蓋板交線整體應(yīng)力大于后蓋板交線應(yīng)力，同時，背面交線邊緣應(yīng)力整體大于工作面交線應(yīng)力，由此可知，在葉片背面與前后蓋板結(jié)合的交線位置以及葉片尾緣處易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象.

2.3.2 葉輪變形分析

在設(shè)計工況下，不同溫度介質(zhì)時各級葉輪最大變形曲線如圖11所示，可以看出：隨著介質(zhì)溫度升高，同一級葉輪的最大變形量增大，各級葉輪最大變形量差距也逐漸增大；在同一溫度下，首級葉輪最大變形量大于第二級葉輪和第三級葉輪.后續(xù)變形分析文中均以首級葉輪為研究對象.

圖11 設(shè)計工況下不同溫度介質(zhì)時各級葉輪最大變形量Fig.11 Maximum deformation of impellers at all levels under design conditions with diffe-rent temperatures

圖12為在不同載荷作用下，565 ℃熔鹽介質(zhì)時首級葉輪徑向形變分布，可以看出，葉輪受到各類載荷作用，其形變呈明顯的中心對稱分布.

圖12 565 ℃熔鹽介質(zhì)條件下首級葉輪徑向形變分布Fig.12 Radial deformation distribution of the first stage impeller in molten-salt medium of 565 ℃

只考慮流場與質(zhì)量力載荷時，葉輪蓋板與葉片交線處有較小形變，這是因為此處受連接結(jié)構(gòu)約束，形成了一個較大的應(yīng)力集中.

只考慮溫度載荷時，葉輪徑向形變量較只考慮流場與質(zhì)量力載荷時明顯增大，其峰值達(dá)到1.378 4 mm.葉輪前后蓋板形變量呈軸對稱分布，且從進(jìn)口到出口變形值呈遞增趨勢.葉片上的形變沿前蓋板到后蓋板方向呈帶狀分布且逐漸減小，最小值出現(xiàn)在葉片與后蓋板相交區(qū)域，為0.272 0 mm.

同時考慮流場、質(zhì)量力以及溫度載荷共同作用時，與只考慮流場與質(zhì)量力載荷時類似，葉輪前后蓋板上的形變有梯度變化，形變值略大于只考慮溫度載荷的形變.因此，可以認(rèn)為是各載荷形變值的疊加，且葉輪形變的主要原因是溫度載荷.

在不同流量工況下，不同溫度熔鹽介質(zhì)時，首級葉輪徑向的最大變形量如表2所示，可以看出：在同一溫度熔鹽介質(zhì)時，隨著流量逐漸增大，首級葉輪形變值在較小范圍內(nèi)逐步降低；在同一流量工況下，隨著熔鹽介質(zhì)溫度升高，葉輪形變較為明顯，且形變值逐漸增大，這說明溫度是引起葉輪變形的首要原因.

表2 首級葉輪最大徑向變形分布Tab.2 Maximum radial deformation distribution of the first stage impeller

圖13為在不同載荷作用下，565 ℃熔鹽介質(zhì)時首級葉輪周向形變分布.

圖13 565 ℃熔鹽介質(zhì)條件下首級葉輪周向變形分布Fig.13 Circumferential deformation distribution of the first stage impeller in molten-salt medium of 565 ℃

由圖13a可以看出：葉輪后蓋板的形變量小于前蓋板，其中主要形變發(fā)生在葉輪出口區(qū)域，最大值為0.008 8 mm.葉片上的形變從前蓋板到后蓋板呈帶狀分布，且形變量逐漸增大.

由圖13b可以看出：與只考慮溫度載荷的徑向形變有所不同，該周向變形在蓋板水平兩側(cè)有2處方向相異的形變區(qū)域，之間的形變區(qū)域依次過渡，在前蓋板葉片前緣的輪轂處形變分別達(dá)到最大值和最小值，分別為0.009 8 mm和-0.009 7 mm；葉片上的形變量從前緣到尾緣呈梯度分布且逐漸遞減.

由圖13c可以看出：此時葉輪周向形變可以看作是前2種載荷作用的疊加；在周向形變中，2種不同的載荷對葉輪的形變沒有明顯的主次差別.

在不同流量工況下，不同溫度熔鹽介質(zhì)時，首級葉輪周向最大變形量如表3所示，可以看出：葉輪周向形變量要遠(yuǎn)小于徑向形變量，且溫度載荷不再起主導(dǎo)作用；在同一溫度介質(zhì)時，首級葉輪周向形變量隨流量的增大而逐漸減??；在同一流量工況下，隨著介質(zhì)溫度的升高，葉輪周向形變值逐漸增大；由流量改變產(chǎn)生的周向形變量與溫度變化產(chǎn)生的周向形變量相近.

表3 首級葉輪最大周向變形分布Tab.3 Maximum circumferential deformation distribution of the first stage impeller

由上述分析可知，隨著熔鹽介質(zhì)溫度的升高，葉輪的最大應(yīng)力值逐漸下降，而變形值逐漸增大.對每一級葉輪而言，熔鹽介質(zhì)溫度越高最大應(yīng)力值越小，這是因為熔鹽介質(zhì)溫度越高，其密度越小，占主導(dǎo)地位的流場載荷對葉輪的應(yīng)力作用也越小.葉輪的變形值主要受溫度載荷影響，熔鹽介質(zhì)溫度越高，材料受熱發(fā)生熱膨脹，變形值則越大.

熔鹽泵轉(zhuǎn)子部件材料347H在565 ℃時屈服強(qiáng)度為σs=208 MPa，取安全系數(shù)n=2.2，得到許用應(yīng)力為94.55 MPa，根據(jù)以上應(yīng)力計算結(jié)果可以認(rèn)為，該熔鹽泵的轉(zhuǎn)子部件材料強(qiáng)度符合安全標(biāo)準(zhǔn).

3 模態(tài)及共振分析

3.1 模態(tài)分析

表4為高溫熔鹽泵轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在不考慮預(yù)應(yīng)力下的前7階振型模態(tài)參數(shù)，可以看出：轉(zhuǎn)子系統(tǒng)隨著階次的增大，其固有頻率和振幅都有增大的趨勢；除第5階振型外，其余相鄰兩階振型固有頻率相近，且第1階振型和第2階振型固有頻率偏?。桓麟A振型的振幅沒有明顯規(guī)律，第5階振幅有較大變化，振幅為10.40 mm.

表4 轉(zhuǎn)子在無預(yù)應(yīng)力下的模態(tài)參數(shù)Tab.4 Modal parameters of rotor without prestress

圖14為轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在無預(yù)應(yīng)力下的前6階振型分布，可以看出：第1，2階為轉(zhuǎn)子和葉輪之間的擺動振型，方向分別為沿y軸和x軸方向相互垂直；第3，4階分別為沿y軸和x軸方向的一階彎曲振型；第5階為葉輪繞z軸的扭轉(zhuǎn)振型，其中葉輪的變形呈軸對稱分布；第6階為沿y軸方向的二階彎曲振型.

圖14 無預(yù)應(yīng)力前6階振型Fig.14 First 6 vibration modes without prestress

高溫熔鹽泵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在考慮流場、質(zhì)量力以及溫度載荷下的前7階振型模態(tài)參數(shù)如表5所示，可以看出，除第3階振型外，其余相鄰兩階振型固有頻率相近；轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在有預(yù)應(yīng)力下的固有頻率為無預(yù)應(yīng)力下的109%～498%，這是由于外界載荷加大了系統(tǒng)的剛度，從而使固有頻率增大；前7階的振幅相對于無預(yù)應(yīng)力的振幅相差分別為2.59，2.54，1.72，0.07，-1.72 ，2.75，2.63 mm，最大相差出現(xiàn)在第1階，振幅增加了42.3%，其中最大振幅在第6階，振幅值為11.43 mm.

表5 轉(zhuǎn)子在預(yù)應(yīng)力下模態(tài)參數(shù)Tab.5 Modal parameters information of rotor with prestress

圖15為轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在有預(yù)應(yīng)力下的前6階振型分布，可以看出：第1，2階分別為沿y軸和x軸方向的一階彎曲振型；第3階為葉輪繞z軸的扭轉(zhuǎn)振型；第4，5階分別為沿y軸和x軸方向的轉(zhuǎn)子的二階彎曲振型；第6階為沿y軸方向的三階彎曲振型.

圖15 有預(yù)應(yīng)力前6階振型Fig.15 First 6 vibration modes with prestress

轉(zhuǎn)子固有頻率和振幅在有預(yù)應(yīng)力和無預(yù)應(yīng)力條件下，隨不同階次的變化曲線，如圖16所示.

圖16 有無預(yù)應(yīng)力下轉(zhuǎn)子頻率與振幅分布Fig.16 Frequency and amplitude distribution of rotor with and without prestress

由圖16可以看出：轉(zhuǎn)子系統(tǒng)固有頻率在有無預(yù)應(yīng)力條件下均逐漸增大，并且有預(yù)應(yīng)力的條件下固有頻率在不同階次均大于無預(yù)應(yīng)力條件；從無預(yù)應(yīng)力下的第3階開始，有預(yù)應(yīng)力的振幅值滯后2個階次后與無預(yù)應(yīng)力的振幅值大致相同.

3.2 共振分析

對于轉(zhuǎn)子系統(tǒng)而言，當(dāng)其所受激勵的頻率同固有頻率相近時，會引起轉(zhuǎn)子共振，此時的轉(zhuǎn)速稱為臨界轉(zhuǎn)速.在結(jié)構(gòu)設(shè)計時需對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的共振特性進(jìn)行分析，避開臨界轉(zhuǎn)速以防止產(chǎn)生變形和動應(yīng)力，造成系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的破壞.表6為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在無預(yù)應(yīng)力和有預(yù)應(yīng)力下前6階次固有頻率和臨界轉(zhuǎn)速.

表6 各階轉(zhuǎn)子頻率與臨界轉(zhuǎn)速Tab.6 Frequency and critical speed of each stage of the rotor

由表6可以看出，在無預(yù)應(yīng)力和有預(yù)應(yīng)力條件下，臨界轉(zhuǎn)速值均偏離泵額定轉(zhuǎn)速(1 450 r/min).模型泵葉片頻率為145 Hz，這和各階振型的頻率相差較大，因此認(rèn)為該轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不易發(fā)生共振現(xiàn)象.

4 結(jié) 論

1) 通過對比清水測試與數(shù)值計算的結(jié)果，數(shù)值計算與清水試驗值的變化曲線基本一致，介質(zhì)的密度和黏度對泵外特性影響較小，清水測試結(jié)果可作為高溫熔鹽運(yùn)行性能的參考.

2) 熔鹽泵葉輪前蓋板口環(huán)和葉片尾緣位置為最高溫度區(qū)，葉輪輪轂與葉片前緣相交處為最低溫度區(qū)，這是由于熔鹽隨著流動過程熱傳導(dǎo)更充分所致.隨葉輪級數(shù)增多各級葉輪溫度整體升高，葉輪隨流量增大最高溫度值整體呈下降趨勢.

3) 葉輪應(yīng)力分布中起主導(dǎo)作用的是流場與質(zhì)量力載荷，各級葉輪隨流量增大，最大應(yīng)力值呈下降趨勢，這是由于熔鹽介質(zhì)溫度越高密度越小造成的.溫度是引起葉輪變形的首要原因，變形呈現(xiàn)明顯的對稱分布，葉輪周向形變量要遠(yuǎn)小于徑向形變量.在同一流量工況下，葉輪的變形值主要受溫度載荷影響，熔鹽介質(zhì)溫度越高，材料受熱發(fā)生熱膨脹，變形值也越大.

4) 有預(yù)應(yīng)力下轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的固有頻率比無預(yù)應(yīng)力下有較大程度提升，上升幅度為109%～498%，各階振幅沒有明顯規(guī)律.模型泵臨界轉(zhuǎn)速值均偏離泵額定轉(zhuǎn)速，葉片頻率與各階轉(zhuǎn)子固有頻率相差也較大，認(rèn)為該轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在運(yùn)行中發(fā)生共振的可能性較小.