Тепловой расчет гидропривода: Тепловой расчет гидропривода — МегаЛекции

Содержание

Тепловой расчет гидропривода — МегаЛекции


 

При работе гидропривода происходит нагрев рабочей жидкости из-за потери мощности, так как энергия, затраченная на преодоление различных сопротивлений в гидросистеме, превращается в теплоту, поглощаемую рабочей жидкостью. Тепловой режим гидропривода должен быть таким, чтобы превышение установившейся температуры жидкости в баке над температурой окружающей среды было в пределах допустимого повышения температуры Δt или температура рабочей жидкости из условия ее работоспособного состояния не превышала допустимого значения Δtж. Полученная рабочей жидкостью теплота должна отдаваться в окружающую среду через поверхности стенок бака, а если этого недостаточно, то устанавливается дополнительно теплообменник. Среднее количество теплоты, выделяемое гидравлической системой в единицу времени, равно потери мощности:

 

 

Требуемая поверхность излучения и объем рабочей жидкости в баке

 

 

где Θ и Nнот – количество теплоты и потери мощности, кВт;

Sб – площадь поверхности излучения бака, м2;

V – объем рабочей жидкости в баке, л;

Δtб – разность температур рабочей жидкости в баке и окружающей среды, Δtб = 35° С;

Кб – коэффициент теплопередачи бака; – без интенсивного обдува воздухом стенок бака и при их обдуве струей воздуха.

В большинстве случаев расчетный объем бака получается очень большой. Поэтому рекомендовано выбирать объем бака, учитывая подачу насоса, из стандартного ряда, определяемого ГОСТ 12448-80: 0,4; 0,63; 1; 1,6; 2,5; 4; 6,3; 10; 16; 25; 40; 63; 100; 125; 160; 200; 250 и т.д. до 25000 дм3. Для уменьшения объема бака применяется теплообменник, требуемая площадь поверхности охлаждения которого определяется по отводимому им избыточному количеству теплоты:

 

 

где Sт – площадь поверхности излучения теплообменника;

Θт – количество теплоты, отводимое теплообменником;

– расчетный перепад температур в теплообменнике;

Кт – коэффициент теплопередачи от жидкости к окружающей среды в теплообменнике.


В этом случае принимается оптимальный объем рабочей жидкости в баке Vб = (3…4)Qн и определяется фактическое количество теплоты, отводимое в окружающую среду через стенки бака:

 

 

а избыточное количество теплоты, отводимое через поверхность излучения теплообменника, равно

 

 

где Θб – фактическое количество теплоты, отводимое через стенки бака;

Vб – фактический объем рабочей жидкости в баке.

 

 

Литература

 

1. Башта Т.М. Гидравлика, гидромашины и гидроприводы. – М.: Машиностроение, 1982. – 423 с.

2. Бирюков Б.Н. Гидравлическое оборудование металлорежущих станков. – М.: Машиностроение, 1979. – 112 с.

3. Богданович Л.Б. Гидравлические приводы. – Киев: Вища школа, 1980. – 231 с.

4. Гидропривод и гидропневмоавтоматика станков / Под ред. В.А.Федорца. – Киев: Вища школа, 1987. – 375 с.

5. Гидроприводы и гидрооборудование в станкостроении / А.Я. Оксененко, Ф.А. Наумчук, Ф.И. Гендельман и др. – М.: НИИмаш, 1982. – 112 с.

6. Гидравлические приводы станочного оборудования/ В.И. Глубокий, И.А. Бачанцев, В.И. Клевзович, А.М. Якимович. – Мн.: БГПА, 1994. – 68 с.

7. Глубокий В.И., Клевзович В.И., Якимович А.М. Гидравлическая аппаратура станочного оборудования. – Мн.: БГПА, 1994. – 52 с.

8. Данилов Ю.А., Кирилловский Ю.Л., Колпаков Ю.Г. Аппаратура объемных гидроприводов: Рабочие процессы и характеристики. – М.: Машиностроение, 1990. – 272 с.

9. Задачник по гидравлике, гидромашинам и гидроприводу / Под ред. Б.Б.Некрасова. – М.: Высшая школа, 1989. – 192 с.

10. Иринг Ю. Проектирование гидравлических и пневматических систем / Пер. со словац. Д.К.Раппопорта. – Л.: Машиностроение, 1983. – 363 с.

11. Корнилов В.В., Синицкий В.М. Гидропривод в кузнечно-штамповочном оборудовании / Под ред. Н.В.Пасечника. – М.: Машиностроение, 2002. – 224 с.

12. Кузнецов В.Г. Приводы станков с программным управлением. – М.: Машиностроение, 1983. – 248 с.

13. Машиностроительный гидропривод / Под ред. В.И. Прокофьева. – М.: Машиностроение, 1978. – 495 с.

14. Металлорежущие станки / Н.С. Колев, Л.В. Красниченко, Н.С. Никулин и др. – М.: Машиностроение, 1980. – 288 с.

15. Металлорежущие станки / Под ред. В.Э. Пуша. – М.: Машиностроение, 1985. – 575 с.

 

16. Металлорежущие станки и автоматы / Под ред. А.С. Проникова. – М.: Машиностроение, 1981. – 479 с.

17. Навроцкий К.Л. Теория и проектирование гидро- и пневмоприводов. – М.: Машиностроение. 1991. – 384 с.

18. Никитин О.Ф., Холин К.М. Объемные гидравлические и пневматические приводы. – М.: Машиностроение, 1981. – 269 с.

19. Проектирование гидравлических систем машин / Г.М. Иванов, С.А. Ермаков, Б.Л. Коробочкин и др. – М.: Машиностроение, 1992. – 224 с.

20. Свешников В.К., Усов А.А. Станочные гидроприводы. – М.: Машиностроение, 1995. – 464 с.

21. Скрицкий В.Я., Рокшевский В.А. Эксплуатация промышленных гидропроводов. – М.: Машиностроение, 1984. – 176 с.

22. Справочное пособие по гидравлике, гидромашинам и гидроприводам / Под ред. Б.Б. Некрасова. – Мн.: Выш. школа, 1985.

23. Столбов Л.С., Перова А.Д., Ложкин О.В. Основы гидравлики и гидропривод станков. – М.: Машиностроение, 1988. – 256 с.

24. Федорец В.А. Расчет гидравлических и пневматических приводов гибких производственных систем. – Киев: Вища школа, 1988. – 176 с.

25. Холин К.М., Никитин О.Ф. Основы гидравлики и объемные гидроприводы. – М.: Машиностроение, 1989. – 264 с.

26. Чупраков Ю.И. Гидропривод и средства гидропневмоавтоматики. – М.: Машиностроение, 1979. – 232 с.

27. Юшкин В.В. Основные расчеты объемного гидропривода. – Мн.: Выш. школа, 1982. – 94 с.

28. Якимович А.М., Клевзович В.И., Бачанцев А.И. Проектирование гидравлических приводов. – Мн.: БНТУ, 2002. – 71 с.

 

 

ПРИЛОЖЕНИЯ

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Перечень ГОСТов

ГОСТ 2.316-68. Правила нанесения на чертежах надписей, технических требований и таблиц.

ГОСТ 2.701-84. Схемы. Общие требования к выполнению.

ГОСТ 2.704-76. Правила выполнения гидравлических и пневматических схем.

ГОСТ 2.780-96. Обозначения условные графические. Кондиционеры рабочей среды, емкости гидравлические и пневматические.

ГОСТ 2.781-96. Обозначения условные графические. Аппаратура распределительная и регулирующая.

ГОСТ 2.782-96. Обозначения условные графические. Машины гидравлические и пневматические.

ГОСТ 2784-96. Обозначения условные графические. Элементы трубопроводов.

ГОСТ 6540-96. Цилиндры гидравлические и пневматические. Основные параметры.

ГОСТ 6286-73. Рукава резиновые высокого давления с металлическими оплетками.

ГОСТ 8732-78. Трубы стальные бесшовные горячекатаные. Сортамент.

ГОСТ 8734-75. Трубы стальные бесшовные холоднотянутые и холоднокатаные. Сортамент.

ГОСТ 12445-80. Гидроприводы объемные, пневмоприводы и смазочные системы. Номинальные давления.

ГОСТ 13823-93. Гидроприводы объемные. Насосы объемные и гидромоторы. Общие технические требования.

ГОСТ 13824-80. Насосы объемные и моторы. Рабочие объемы.

ГОСТ 13825-80. Гидроприводы объемные и смазочные системы. Номинальные расходы жидкости.

ГОСТ 14063-68. Аппаратура гидравлическая и пневматическая. Основные параметры.

ГОСТ 14064-68. Аккумуляторы гидравлические. Основные параметры.

ГОСТ 14066-68. Фильтры гидравлических и смазочных систем. Основные параметры.

 

ГОСТ 16770-86. Баки гидравлических и смазочных систем. Номинальные емкости.

ГОСТ 17398-72. Насосы. Термины и определения.

ГОСТ 17752-31. Объемный гидропривод и пневмопривод. Термины и определения.

ГОСТ 12.2.040-79. Гидравлические приводы. Правила по технике безопасности.

 

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

 

Буквенные позиционные обозначения элементов гидропривода (ГОСТ 2.704-76):

устройство (общее обозначение) – А

гидроаккумулятор (пневмоаккумулятор) – АК

аппарат теплообменный – АТ

гидробак – Б

влагоотделитель – ВД

вентиль – ВН

гидровытеснитель – ВТ

пневмоглушитель – Г

гидродвигатель (пневмодвигатель) поворотный – Д

делитель потока – ДП

гидродроссель (пневмодроссель) – ДР

дроссель с обратным клапаном – ДРК

гидрозамок (пневмозамок) – ЗМ

гидроклапан (пневмоклапан) – К

гидроклапан давления – КД

клапан давления с обратным клапаном – КДК

гидроклапан обратный – КО

гидроклапан предохранительный – КП

клапан редукционный – КР

компрессор – КМ

гидромотор (пневмомотор) – М

манометр – МН

маслораспылитель – МР

масленка – МС

насос – Н

насос аксиально-поршневой – НА

насос винтовой – НВ

насос-мотор – НМ

насос пластинчатый – НП

насос шестеренный – НШ

насос радиально-поршневой – НРП

насосная установка – НУ

гидрораспределитель (пневмораспределитель) – Р

реле давления – РД

распределитель дросселирующий — РДР

гидроаппарат (пневмоаппарат) золотниковый – РЗ

гидроаппарат (пневмоаппарат) клапанный – РК

распределитель направляющий – РН

регулятор расхода – РР

регулятор расхода с обратным клапаном – РРК

ресивер – РС

сепаратор – С

сумматор потока – СП

гидроусилитель – УС

фильтр – Ф

гидроцилиндр (пневмоцилиндр) – Ц

датчик уровня масла (указатель уровня) – УУ

 

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

 

Таблица перечня элементов принципиальной гидросхемы

 

В графах таблицы указываются позиционные обозначения элементов гидравлической схемы, их наименования, а также обозначения в соответствии с ГОСТом или отраслевой нормалью. В графе «Примечание» приводятся основные технические характеристики элементов гидравлического привода (рабочее давление, расход, пропускная способность и т. д.).

 

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

 

Примерные размеры графических обозначений элементов
гидравлических схем

 

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

 

Условные графические обозначения основных элементов
гидропривода на гидравлических схемах по ГОСТ 2.780-96,
ГОСТ 2.781-96, ГОСТ 2.782-96

 

 

 

 

 

 

 

Распределитель 3/2
Трехлинейный, двухпозиционный, переход через промежуточную позицию, управление электромагнитом и возвратной пружиной
Распределитель 5/2
Пятилинейный, двухпозиционный, управление давлением в двух направлениях
Дросселирующий распределитель
– с серворегулированием, с закрытым центром, пружинным центрированием, электромагнитным управлением
Распределитель 4/3
– с одноступенчатым пилотным управлением. Пилотная ступень. Четырехлинейный, трехпозиционный распределитель, пружинное центрирование, управление двумя противоположными электромагнитами, с мускульным дублированием, наружным сливом
Основная ступень. Четырехлинейный, трехпозиционный распределитель, пружинное центрирование, внутренний подвод давления управления в двух направлениях; линии управления в нейтральной позиции без давления
– с одноступенчатым пилотным управлением. Пилотная ступень. Четырехлинейный, трехпозиционный распределитель, пружинное центрирование, управление одним электромагнитом с двумя противоположными обмотками, с мускульным дублированием, наружным подводом потока управления
Основная ступень. Четырехлинейный, трехпозиционный распределитель, центрирование давлением и пружинное, срабатывает от сброса давления управления; линии управления в нейтральной позиции под давлением

 

 

ПРИЛОЖЕНИЕ 6

 



Рекомендуемые страницы:

Воспользуйтесь поиском по сайту:

Тепловой расчет гидропривода — Энциклопедия по машиностроению XXL







Тепловой расчет гидропривода  [c.288]

При тепловом расчете гидропривода значения коэффициента ttg рекомендуется выбирать из табл. 73. Они получены на основе анализа конструкций гидроприводов современных самоходных машин.  [c.289]

Тепловой расчет гидропривода. Этот расчет выполняем при = 20°С.  [c.308]

Реальные значения величины коэффициента теплопроводности и удельной теплоемкости в некоторой степени изменяются под влиянием температуры, давления и др, факторов, однако небольшая вариация этих величин может не учитываться при тепловом расчете гидропривода.  [c.42]










В расчете теплового баланса гидросистемы можно учитывать все элементы гидропривода или только бак. Последний вариант менее точен, но дает несколько завышенные данные температурных режимов, чем гидросистема будет иметь в действительности. Тепловой расчет гидросистемы сводится к выбору необходимых поверхностей теплоотдачи масс рабочей жидкости и элементов гидропривода с целью определения приемлемой для условий эксплуатации установившейся температуры рабочей жидкости.  [c.129]

При проектировании гидроприводов площадь теплоотдачи любого теплообменного устройства может быть определена тепловым расчетом, который представлен в пятой главе.  [c.255]

Расчеты и опыт эксплуатации гидрофицированных машин показывают, что для машин с теплонапряженным гидроприводом (экскаваторов, одноковшовых погрузчиков, машин с гидрообъемной трансмиссией и др.) выбирать вместимость баков из условия отсутствия перегрева рабочей жидкости нецелесообразно, так как в этом случае размеры гидробака превосходят разумный предел. Например, расчет показывает, что для экскаватора ЭО-4121 при предельной температуре +70°С вместимость бака должна быть не менее 2000 л. Таким образом, для машин с теплонапряженным гидроприводом объем бака необходимо выбирать конструктивно, а параметры маслоохладителя определять тепловым расчетом гидросистемы.  [c.287]

Тепловой расчет выполняется с целью установления условий работы гидропривода, уточнения объема гидробака и поверхности теплоотдачи, а также выявления необходимости применения теплообменников.  [c.288]

В существующих конструкциях обратных клапанов усилия гидроприводов при больших положительных перепадах давлений на клапанах недостаточны для обеспечения плотного прилегания клапана к седлу. Поэтому клапаны по мере падения давления в подогревателе приоткрываются на некоторую величину. Это явление, обнаруженное впервые в опытах ЦКТИ и ЛПИ, усиливается при больших нагрузках вследствие повышения давления в камере отбора после закрытия обратного клапана. С этим связано снижение прироста мощности при отключении регенерации по сравнению с приростом мощности согласно тепловому расчету. Изменение конструкции гидроприводов для обеспечения полного закрытия обратных клапанов или применение специальных отсечных клапанов может увеличить прирост мощности и скорость ее набора.  [c.172]

Обычно приводы подвижных объектов могут иметь только воздушное охлаждение с расчетом на перегрев до 40° С в длительном режиме и до 60° С в кратковременных форсированных режимах. Поэтому верхний предел рабочих температур может достигать ПО» С (эти значения выше для гидроприводов авиации и ракетной техники). Напряженный тепловой режим сокращает сроки эксплуатации гидроприводов подвижных объектов и сроки смены масла, которые обычно не превышают 1000—2000 ч.  [c.97]










На рис. 94 представлена схема теплообменника. Его расчет сводится к определению плошади теплоотдачи, при этом задаются коэффициентом теплоотдачи, а геометрическое размеры и форму теплообменника выбирают конструктивно. Прежде всего выполняют тепловой расчет гидропривода по формулам, приведенным в п. 5.15. Если расчет покажет, что установившаяся температура превышает 70°С, то в гидросистеме необходимо применить теплообменное устройство, через которое избыток тепла передается в атмосферу. Определить площадь теплоодачи теплообменника можно из следующего выражения  [c.291]

Тепловой расчет гидропривода. Этот расчет выполняем при температуре рабочей жидкости 1 =20°С. По формуле (70) определим количество тбпла, выделяемое гидроприводом (tj =20° ) ,  [c.327]

Для поддержания необходимой температуры масла производим тепловой расчет гидропривода, при котором найдем поверхность теплоотдачи при воздушном охлаждении. Количество выделяемого гидроприводом тепла Qf ккал1ч определяется мощностью потерь Nf. Отдаваемая гидроприводом мощность N = 1 кет, а потребляемая мощность Л 1 = (л — общий к. п. д.), поэтому,  [c.120]

Для гидросистем с давлением до 10 МПа температура рабочей жидкостй (минеральных масел) не должна превышать-70—80 °С, а для гидросистем давлением более 20 МПа — 50 С. Тепловой расчет гидропривода ведется на основе баланса выделяемого и отводимого количества тепла по приближенной формуле  [c.297]

Вместимость гидробака для машин с нетеплонапряженным гидроприводом (скреперы, автогрейдеры, автокраны и др.) можно выбирать на основе теплового расчета гидросистемы, задавшись предельной установившейся температурой при максимальной температуре окружающего воздуха. На графике (рис. 93) приведены зависимости вместимости и площади теплоотдачи гидробака от количества теплоты, выделяемой гидроприводом, когда температура окружающего воздуха равна 30°С, а коэффициент теплоотдачи к = 10 Вт/м гр. Определив расчетом количество теплоты, выделяемой гидроприводом, можно поданным графикам предварительно выбрать вместимость гидробака.  [c.286]

Минимальная температура рабочей жидкости соответствует температуре воздуха той к/[иматической зоны, в которой эксплуатируется машина. Максимальная температура жидкости зависит от конструктивных особенностей гидросистемы, режима эксплуатации гидропривода и температуры окружающего воздуха и определяется в результате теплового расчета.  [c.288]

Аналогичными вычислениями определим температуру рабочей жидкости в течение двух часов после начала работы. При достижении температуры 70°С полагаем, что произойдет автоматическое выключение теплообменника. Площадь теплоизлучающих поверхностей увеличится, что исключит перегрев гидросистемы. По результатам расчета строим график в координатах (рис. 102). Если предположить, что коэффициент теплоотдачи не меняется, то можно построить график, приняв за начальную температуру -40°С. Построенный расчетным путем график t -T позволяет судить о тепловом режиме гидропривода одноковшового экскаватора.  [c.328]

При тепловых расчетах максимальную температуру масла следует принимать от 65—80° в гидроприводах с малыми давлениями — до 100 кгс1см -, при давлениях свыше 100 кгс см температуру масла следует принимать 50°. Для поддержания строго постоянной температуры рабочей жидкости в гидросистеме устанавливают специальные охлаждающие устройства. В некоторых гидросистемах комбайнов для поддержания постоянной температуры масла устанавливают охладители в виде змеевиков, по которым пропускается вода, подаваемая для пылеосаждения. Змеевики охладителя устанавливают в резервуаре для рабочей жидкости.  [c.37]


Расчёт теплового режима гидропривода — Мегаобучалка

 

Условием приемлемости теплового режима в системе гидропривода является выполнение неравенства:

где:

— максимально допустимая температура рабочей жидкости;

— максимальная температура окружающего воздуха;

=60-10=50

Поверхность теплообмена

где:

— коэффициент теплопередачи от рабочей жидкости к окружающему воздуху;

— количества тепла выделяемого в гидроприводе в единицу времени;

,кВт

где:

= 0,7- общий КПД гидропривода

=2,5 — коэффициент динамичности;

=0,87 — полный КПД насоса;

=0,3 — коэффициент использования номинального давления;

=0,3- коэффициент использования по времени;

=1 диапазон регулирования рабочего объёма насоса;

= — максимальная подача насоса в основной схеме;

кВт

 

Вт

 

 

Необходимая площадь теплообменника

где:

-фактическая площадь теплоотдающей поверхности

где:

-фактическая теплоотдающая поверхность насоса;

аксиально-поршневой 313.3.160:

аксиально-поршневой 313.3.28:

НШ-32:

НШ-4:

-фактическая теплоотдающая поверхность гидроцилиндров;

Гидроцилиндра подъема стрелы:

Гидроцилиндра аутргигеров:

-фактическая теплоотдающая поверхность гидромоторов;

аксиально-поршневой 310… 12:

аксиально-поршневой 310… 28:

-фактическая теплоотдающая поверхность фильтров;

— фактическая теплоотдающая поверхность бака;

 

— фактическая теплоотдающая поверхность трубопроводов;

участок L,м Dy, м S, м2
Всасывающий 0,5 0,063 0,099
Напорный 0,032 0,1
Выдвиж. стрелы 3,5 0,016 0,18
Подъем стрелы 0,032 0,41
Поворот платф. 0,012 0,076
Аутригеры 0,016 0,81
Слив 0,032 0,1
Слив спаренный 0,5 0,050 0,07
      1,845

 

=0,02+0,2+0,08*2+0,11+0,44+0,226*4+0,04+0,08+0,45+1,22+1,845=5,449

, 5,15 5,449 условие выполняется, теплообменник не нужен.

 

Для предварительного расчёта установившаяся температура нагрева жидкости

Расчёт фактических параметров гидропривода

 

Фактическая максимальная подача насоса определяется зависимостью

где:

рабочий объём насоса;

=0,94- объёмный КПД насоса;

Требуемая частота вращения приводного вала насоса

где:

= — расход рабочей жидкости гидроцилиндра подъема стрелы и гидромотора телескопирования

 

 

Требуемая частота вращения приводного вала насоса закрытой схемы

Фактические максимальные скорости движения гидродвигателей с учётом схемы привода определяются по формулам:

Для гидромоторов

телескопирование:

поворотная платформа:

для гидроцилиндров при подаче в поршневую полость (подъёма стрелы):

для гидроцилиндров при подаче в поршневую полость (аутригеры):

 

Фактические максимальные перепады давления на гидродвигателях, соответствующие максимальным нагрузкам, определяются по формуле:

 

для гидроцилиндров с поршневой рабочей полостью (подъёма стрелы):

,МПа

МПа

для гидроцилиндров с поршневой рабочей полостью (аутригеры):

,МПа

МПа

для гидромотора поворота платформы:

,МПа

МПа

 

для гидромотора привода телескопирования:

,МПа

 

МПа

Тепловой расчет гидропривода — Студопедия

Для надежной и эффективной работы гидравлического привода необходимо, чтобы гидросистема в целом достигла оптимальной температуры, при которой соблюдалась неизменность основных рабочих характеристик. Известно, что с повышением температуры рабочей жидкости увеличиваются объемные потери вследствие увеличения утечек жидкости в гидрооборудовании. При этом нарушаются условия надежного смазывания сопряженных деталей и могут возникнуть локальный нагрев поверхностей трения, интенсивное изнашивание и даже «схватывание» сопряженных деталей. Кроме того, при повышении температуры активизируются окисление рабочей жидкости и выделение из нее смолистых осадков, ускоряющих облитерацию проходных капиллярных каналов и дроссельных щелей Причиной нагрева гидросистемы в процессе работы является наличие гидравлических сопротивлений в системах гидропривода, а также объемные и гидромеханические потери, имеющие место в гидрооборудовании и гидроаппаратах.

Потери мощности в гидроприводе DР, переходящие в тепло, определяются по формуле:

Е= ΔР = Р н (1−ηпр) [5,с.222] (26)

где Рн — мощность, потребляемая насосом, Вт; hгпр — полный КПД гидропривода.

Е= ΔР = 2,210 (1−0,96)=88,4 Вт

Площадь поверхности теплообмена складывается из площади поверхности труб и площади поверхности гидробака

Площадь поверхности труб

где d- диаметр трубопровода,

l- суммарная длина труб

Атр=3,14х0,024х50=3,768 м2

Площадь гидробака



Аб=ab+2ah+2bh
Аб=1х1+2х1х1+2х1х1=5м2
(28)
А=Атр+Аб
А=3,768+5=8,768 м2
(29)

Площадь поверхности теплообмена:

DТдоп ³ [5,с.222] (30)

где Кб и Ктр— коэффициенты теплопередачи гидробака и труб, Вт/(м2С)

Для гидробака Кб=8-12

Для труб Кб=12-16

При обдуве гидробака Кб=20-25

При водном охлаждении гидробака Кб=110-175

Условие приемлемости теплового режима имеет вид

где DТуст-перепад температур между рабочей жидкостью и окружающим воздухом в установившемся режиме;

Тмах— максимально допустимая температура рабочей жидкости (должна соответствовать минимально допустимой вязкости жидкости)

Тмин-минимальная температура окружающего воздуха

Тустмахмин

Туст =50-(-30)=80о

Тепловой расчет гидропривода — Мегаобучалка

Потери мощности, переходящей в тепло, зависят от режима работы гидропривода дорожной машины. Коэффициенты, характеризующие режим работы гидропривода, приведены в таблице 3.5.

Потери мощности, переходящей в тепло, определяются по формуле

                              (3.27)

где G — тепловой поток, выделяемый гидроприводом;

kн, kд– коэффициенты, характеризующие режим работы гидропривода;

Nо, Nпол – полная и полезная мощности гидропривода.

При выполнении теплового расчета под полезной мощностью можно понимать среднюю арифметическую мощность всех гидродвигателей.

Для первого контура

 кВт.          (3.28)

Гидродвигатели второго контура изменяют эту величину незначительно.

При Kн=0,8 и Kд=0,9, имеем

 Вт = 4,4 кВт.

Таблица 3.5 — Показатели режима работы гидропривода

Режим работы Коэффициент использования номинального давления, Кд Коэффициент продолжительности работы под нагрузкой, КН Тип машины
Легкий До 0,4 0,1 — 0,3 Снегоочистители, трубоукладчики, автогрейдеры легкие, рыхлители
Средний 0,4 — 0,7 0,3 — 0,5 Бульдозеры легкие, скреперы прицепные, автогрейдеры тяжелые, грейдер элеваторы
Тяжелый 0,7 — 0,9 0,5 — 0,8 Бульдозеры тяжелые, автоскреперы, погрузчики
Весьма тяжелый >0,9 0,8 — 0,9 Экскаваторы многоковшовые, катки и другие машины с гидроприводом непрерывного действия

 

Допускаемый температурный перепад DТ равен:

                                       (3.29)

где Tждоп — максимальная допускаемая температура рабочей жидкости;

   TЕmax — максимальная температура окружающего воздуха.

При Tжmax=75 ОС (раздел 3.7), получим

 ОС.

Необходимая площадь поверхности теплообмена Sтр равна:

,                                                    (3.30)

где k – коэффициент теплопередачи.

Для гидроприводов СДМ коэффициент теплопередачи не превышает значения k=15 вт/м2×град.

Тогда

 м2.

Определим теплоотдающую поверхность гидросистемы. Для трубопроводов и других цилиндрических гидроаппаратов теплоотдающую поверхность можно определить по формуле

,                                     (3.31)

где  – наружный диаметр трубопровода или гидроцилиндра;

    l– длина трубопровода или ход штока гидроцилиндра.

Для прочего гидрооборудования теплоотдающую поверхность ориентировочно можно определить по формуле:

,                           (3.32)

где b, l, h– габариты гидроаппарата;

   kф – коэффициент, учитывающий форму и степень оребрения гидроаппарата или гидродвигателя, ориентировочно kф=0,7 — 1,5.

Определим площадь охлаждения бака. Объем масла в баке определяется по эмпирической зависимости

Vм=(0,3…1)Vн1,                                            (3.33)

где Vн1 — минутная подача насоса.

Следовательно,

 м3,

 м3.

Учитывая, что масло должно наполнять бак на 0,8 — 0,85 % его высоты, в соответствии с ГОСТ 16770-86 принимаем бак с номинальной вместимостью Vб=63 дм3=0,063 м3.

При этом объем масла в баке будет равен Vм=0,063.0,8»0,05 м3.

Действительная площадь охлаждения поверхности бака равна:

,                                        (3.34)

При Vм=0,05 м3 имеем  м2.

Так как Sб<Sтр, то проводим расчет теплоотдающей поверхности трубопроводов, который сводим в таблицу 3.6. Наружные диаметры трубопроводов принимаем по справочной литературе [5].

 

Таблица 3.6 — Фактическая теплоотдающая поверхность трубопроводов

Номер участка Наружный диаметр Dнар, м Длина трубопровода l, м Площадь теплоотдающей поверхности S, м2
1 0,076 0,25 0,06
2 0,023 1 0,072
3 0,042 4 0,528
4 0,042 4 0,528
5 0,05 10 1,57
6 0,034 11 1,174
7 0,05 3 0,471
8 0,076 0,3 0,072

                                                                                           Итого: S=4,475 м2  

 

Поскольку суммарная теплоотдающая поверхность бака и трубопроводов, составляющая 5,37 м2, недостаточна для охлаждения жидкости, считаем теплоотдающую поверхность гидрооборудования. Расчеты сводим в таблицу 3.7. Данные берем из справочной литературы [1] — [6].

 

Таблица 3.7 — Теплоотдающая поверхность гидрооборудования

Наименование Длина l, м Ширина b, м Высота h, м Количество Коэффициент формы и оребрения Кр Площадь теплоотдающей поверхности S, м2
Насос 0,46 0,41 0,41 1 0,8 0,87
Распределитель 0,19 0,25 0,13 2 1,1 0,46
Блок клапанов 0,275 0,175 0,06 3 1 0,447
Фильтр 0,625 0,23 0,18 1 0,8 0,447
Дроссель с обратным клапаном 0,11 0,06 0,06 1 0,75 0,025
Гидромотор 0,3 0,19 0,19 1 0,8 0,24
Гидроцилиндры стрелы 1 0,12 0,12 2 0,1 1,02
Гидроцилиндр рукояти 0,9 0,1 0,1 1 1 0,38
Гидроцилиндр ковша 0,8 0,12 0,12 1 1 0,41

                                                                                          Итого: S=4,33 м2

 

Таким образом, фактическая теплоотдающая поверхность гидросистемы

Sд=5,37+4,33=9,7 м2.

Это больше требуемой. Если условие Sд>Sтр не выполняется, необходимо увеличить поверхность бака за счет его оребрения, либо установить теплообменник.

 

Тепловой расчет гидропривода — Студопедия

 

Целью теплового расчета является определение размеров резервуара, необходимых для обеспечения выбранной температуры жидкости.

Источниками тепловыделения в гидросистеме являются насосы, трубопроводы, гидроаппаратура и гидродвигатели.

Приняв, что основная теплопередача осуществляется через поверхность бака, значение температуры жидкости , устанавливающееся при длительной работе гидропривода, определяется из выражения:

 

, (50)

 

где  – коэффициент теплопередачи, ;

 – площадь поверхности резервуара, , через который осуществляется теплопередача;

 – потери мощности в гидроприводе;

 – максимальная температура окружающего воздуха ( ).

Количество теряемой в гидроприводе мощности, :

 

, (51)

где  – КПД насоса,

 – КПД гидропривода.

Подставляя численные значения, получим потери мощности:

 

 

Площадь поверхности бака ( ), через которую происходит отвод тепла, кВт:

 

 

Исходя из условий работы гидропривода, принимаем емкость бака равной минутной производительности насоса:

 

Список используемой литературы

 

1. Расчет гидропривода: Метод. указания по курсовой работе для студентов МТФ, АТФ и ФНГТМ / Сост. В. Г. Иванов; Краснояр. гос. техн. ун-т. – Красноярск: КГТУ, 1999. – 47 с.

2. Составление принципиальных гидравлических схем: Методическое указание для студентов машиностроительных и транспортных специальностей/Сост. С. В. Каверзин, В. Г. Иванов: RUNE/ Красноярск, 1994. 58 с.



3. Каверзин С. В. Курсовое и дипломное проектирование по гидроприводу самоходных машин: Учеб. Пособие / С. В. Каверзин. – Красноярск: ПИК «4 Выбор и расчет параметров гидромоторов››

4. Колка И. А., Кувшинский В. В. «Многооперационные станки››, 1983 г.

5. Свешников В. К., Усов А. А. «Станочные гидроприводы››

 

7. Тепловой расчет гидропривода

Для обеспечения
нормального теплового режима работы
гидропривода без теплообменника
определяем усреднённый температурный
скачок и необходимый объём рабочей
жидкости в баке насосной установки.

Причиной
разогрева масла являются потери мощности
δ
N,
обусловленные вязкостным и инерционным
сопротивлением элементов гидропривода.
Стенки элементов гидропривода отдают
тепловую энергию в окружающую среду.
При известной общей площади поверхности
теплообмена FC,
включающей в себя площадь стенок бака
FБАКА,
стенок гидромашин FГМ,
стенок
аппаратов FАПП
и стенок
трубопроводов FСТ,
превышение установившейся температуры
масла в баке над температурой окружающей
среды δT
определяем из выражения:

δT=
δ
N/k
.
FC
,

где
k
– коэффициент теплопередачи (k
= 15 Вт/м2 ОC
при отсутствии интенсивной циркуляции
воздуха вблизи стенок бака).

Объём
бака WБАКА
принимаем равным 0,1м3,
FГМ
= 0,3 м2,
FАПП
= 0,2 м2,

FБАКА
= 6,7 (WБАКА2)1/3,

FСТ
=3,14.
[ ( dвс
+ δвс
) Lвс
+ ( dнаг
+ δнаг
) Lнаг
+ ( dсл
+ δсл
) Lсл
] ,

FC
= FСТ
+ FАПП
+ FГМ
+ FБАКА,

dвс,
dнаг,
dсл
– внутренние диаметры всасывающего,
нагнетательного и сливного трубопроводов,
Lвс,
Lнаг,
Lсл
– длина.

δвс,
δнаг,
δсл
– толщина стенок трубопроводов.

Потеря
мощности δN
в гидролинии равна сумме потерь мощности
на всех её участках:

где
δNi
– потери мощности на каждом из участков
гидролинии,

,

,


потери давления в линейных и местных
сопротивлениях и расходы на участках.

Если
принять температуру масла в баке равной
50оС,
то допускаемая температура окружающей
среды ТОС
определяется по формуле:

ТОС
= 50 – δT.

Принимаем
фактическую температуру окружающей
среды равной 20оС.
Тогда, если ТОС
< 20оС,
необходима установка теплообменного
аппарата, мощность которого NТА
можно определить по формуле:

NТА
= δN
k
.
F
C(
50 -20) .

15

8.Исходные данные для расчета,см.Рис.1

I
вариант :

Q1
=
(4 +0.4* N)*10-4
/с;Q2
=(320
-3* N)*10-5
/с;

l1=
0.2 м + 0.01*N
; l2=2м
+ 0.1*N
; l3=2.5м
+ 0.1*N
; l4=3м
+0.1*N
;

l5=3.5м
+0.1*N
; l6=4м
+0.1*N
; l7=5м
+0.1*N
; К м
=
1+0.01*N
;

pц
=1,3*107
– N*105
pгм
=5,7*106
+ N*105
Па

II
вариант :

Q1

=(320
-3* N)*10-5
/с;Q2
=
(4 +0.4* N)*10-4
/с;

l1=
0.2 м + 0.01*N
; l2=2м
+ 0.1*N
; l3=2.5м
+ 0.1*N
; l4=3м
+0.1*N
;

l5=3.5м
+0.1*N
; l6=4м
+0.1*N
; l7=5м
+0.1*N
; К м
=
1+0.01*N
;

pц
=1,3*107
– N*105
pгм
=5,7*106
+ N*105
Па

III
вариант :

Q1
=
(1 +0.1* N)*10-4
/с;Q2
=(120
— N)*10-5
/с;

l1=
0.2 м + 0.01*N
; l2=2м
+ 0.1*N
; l3=2.5м
+ 0.1*N
; l4=3м
+0.1*N
;

l5=3.5м
+0.1*N
; l6=4м
+0.1*N
; l7=5м
+0.1*N
; К м
=
1+0.01*N
;

pц
=1,3*107
– N*105
pгм
=3*106
+1,2* N*105
Па

IV
вариант :

Q1
=(120
— N)*10-5
/с;Q2
=
(1 +0.1* N)*10-4

;

l1=
0.2 м + 0.01*N
; l2=2м
+ 0.1*N
; l3=2.5м
+ 0.1*N
; l4=3м
+0.1*N
;

l5=3.5м
+0.1*N
; l6=4м
+0.1*N
; l7=5м
+0.1*N
; К м
=
1+0.01*N
;

pц
=1,3*107
– N*105
pгм
=3*106
+1,2* N*105
Па

V
вариант :

Q1
=(130
— N)*10-5
/с;Q2
=
(1,2 +0.11* N)*10-4

;

l1=
0.2 м + 0.01*N
; l2=2м
+ 0.1*N
; l3=2.5м
+ 0.1*N
; l4=3м
+0.1*N
;

l5=3.5м
+0.1*N
; l6=4м
+0.1*N
; l7=5м
+0.1*N
; К м
=
1+0.01*N
;

pц
=1,4*107
– N*105
pгм
=4*106
+1,2* N*105
Па

где
N-
две последние цифры зачетной книжки
студента.

16

Приложение
В

Коэффициенты
местных сопротивлений

Вид
сопротивления

Внезапное
расширение

Внезапное сужение

Штуцер
присоединительный, переходник

Закругленное
колено

Сверленный
угольник

Тройники прямые

слияние
потоков

разделение
потоков

транзитный
поток

Обратный и
предохранительный клапаны

Дроссель

Редукционный
клапан

Распределитель

Фильтр

Вентили: с прямым
затвором

с косым
затвором

0,8-0,9

0,5-0,7

0,1-0,15

0,12-0,15

2-2,5

2-2,5

1-1,5

0,1-0,2

2-3

2-12,5

3-5

6-8

7-10

3-5,5

1,4-1,85

17

Расчет, насос, гидравлика, нпш, всасывание, жидкость, вода, нетто

Энергия, обеспечиваемая насосом

В гидравлическом поле нагрузка насоса выражается теоретически.
в высоту воды.

Энергия, поглощаемая насосом, распадается:

Механическая энергия, передаваемая жидкости (замкнутый контур)

Это гидравлическая энергия, передаваемая жидкости в ее проходе.
через насос.

Эта механическая мощность определяется следующей формулой:

С:

  • P = мощность, передаваемая насосом жидкости в ваттах.
  • Q = Расход в м3 / с.
  • Hm = потеря энергии или давления в гидравлической сети, выраженная
    в м.

Механическая энергия при гидростатической нагрузке (жидкость в открытом контуре)

С:

  • P = мощность, передаваемая насосом жидкости в ваттах.
  • Q = Расход в м3 / с.
  • p = плотность жидкости в кг / м3.
  • H = Пьезометрическая высота в метрах водяного столба.
  • 9,81 = средняя сила тяжести.

Механическая энергия, передаваемая жидкости (например, распределение
сеть питьевого водоснабжения)
:

+

С:

  • P = мощность, передаваемая насосом жидкости в ваттах.
  • Q = Расход в м3 / с.
  • p = плотность жидкости в кг / м3.
  • Hm = потеря гидравлического давления в сети, выраженная в м.
  • H = Гидравлическая нагрузка в метре воды.
  • 9,81 = средняя сила тяжести.

Пониженная энергия, выраженная производительностью насоса (мощность
на валу насоса)

Это мощность, измеренная на валу насоса.

Механическая энергия, необходимая для насоса, всегда выше, чем
энергия, передаваемая в жидкость при различных трениях
тела вращения.

С:

  • Pmec = Механическая мощность, необходимая для насоса.
  • Pfl = мощность, передаваемая в жидкость.
  • Rv = Мощность вентилятора.
  • Rt = Выход коробки передач.

В центробежных насосах сущность деградированной энергии перегревается
перекачиваемая жидкость.

В поршневых насосах сущность пониженной энергии заключается в
механические приводы и не сообщаются с жидкостью.

Обычно разрешенные выходы:

  • Поршневые насосы = 0.6 à 0,7
  • Центробежные насосы = 0,4-0,8

Моторизация

При выборе двигателя это мощность всасывания.
насосом, который определяет мощность двигателя и
таким образом, также потребляемая мощность в сети. Необходимо таким образом
принять охрану, чтобы двигатель имел достаточную мощность, чтобы удовлетворить
все ситуации эксплуатации установки.

Возьмем насос с поглощающей способностью 8,5
кВт. Эти 8,5 кВт двигатель будет обеспечивать самостоятельно за счет
Дело в том, что он задуман на 7 кВт или 10 кВт. Двигатель 7
кВт, который должен работать при 40 ° C, поэтому всегда будет перегружен
21,5%.

Прямое следствие перегрузки двигателя — увеличение
по температуре намотки.Обгон предельной
температура 8-10 ° C, сокращает срок службы изоляции
примерно половина. Обгон свыше 20 ° C означает сокращение
75%.

Двигатели стандартной конструкции рассчитаны на максимальное использование
температура окружающей среды 40 ° C (и максимальная высота площадки
1000 м). Любое изменение требует корректировки номинального
вывод.

Последнее обновление:

,

ДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ СИСТЕМ ИСТОЧНИКОВ ПРИ НАЛИЧИИ ТЕПЛОВОЙ ОБРАТНОЙ СВЯЗИ

Транскрипция

1 ДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ СИСТЕМ ИСТОЧНИКОВ ПРИ НАЛИЧИИ ТЕПЛОВОЙ ОБРАТНОЙ СВЯЗИ G. Bianchini, M. Carta, A. D Angelo ENEA-Casaccia S.P. Anguillarese, 3 6 S. Maria di Galeria (Roma), Italy P.Бозио, П. Раветто, М. Rostagno Politecnico di Torino, Dipartimento di Energetica Corso Duca degli Abruzzi, Турин, Италия РЕФЕРАТ Работа посвящена разработке методов реакторной физики для проектирования и оценки безопасности подкритических умножающихся систем с источником энергии для трансмутации актинидов и продуктов распада, а также для получения энергии. производство. Описываются последние достижения в разработке и внедрении численных методов в рамках сотрудничества ENEA-Casaccia (Рим) и Туринского политехнического университета.Представлены нейтронные модели и алгоритмы в двумерной цилиндрической геометрии и трехмерной гексагонально-аксиальной геометрии, включая полные выражения для выражений дискретизации. Затем резюмируется тепловая модель и описывается связь с нейтронно-физическим расчетом. Наконец, представлены некоторые результаты тестовых расчетов системы, предлагаемой в настоящее время в качестве прототипа усилителя энергии. Результаты показывают роль тепловых эффектов в переходных ситуациях и доказывают их важность для работы системы.

it ABSTRACT The paper is devoted to the development of reactor physics methods for the design and safety assessment of subcritical multiplying source-driven systems for actinide and ssion product

2. ВВЕДЕНИЕ Для проектирования и оценки безопасности подкритических систем с приводом от источника требуется разработка надежных численных инструментов для решения уравнений баланса нейтронов в многомерных конфигурациях и при наличии нелинейных эффектов тепловой обратной связи. Итальянское агентство ENEA и Туринский политехнический университет уже давно сотрудничают по многим аспектам физики этих инновационных систем размножения нейтронов.В последнее время исследовательские группы по реакторной физике этих институтов участвовали в исследованиях по разработке прототипа усилителя энергии (EAP) мощностью 8 МВт с топливными элементами с гексагональной симметрией, содержащими смешанные оксиды U / Pu и охлаждаемыми жидкой эвтектикой свинец-висмут. Два зависимых от времени вычислительных инструментария для нейтронной физики подкритических систем были разработаны для двух различных геометрических конфигураций: — двумерная (rz) модель в многогрупповой диффузии, использующая разностную неявную схему Эйлера для временной переменной — трехмерную (шестнадцатеричную) -z) модель в многогрупповой диффузии, используя квазистатическую схему временной эволюции.Эти модели прошли численные испытания и использовались для различных нейтронно-физических исследований в подкритических системах. Для анализа динамики активной зоны в целях безопасности и процедур мониторинга очень важную роль играют нелинейные тепловые обратные эффекты. Двумерный вычислительный инструмент недавно был предварительно объединен с простой локальной температурной моделью, которая не учитывает пространственную передачу тепловой энергии. Результаты выявили некоторые интересные физические аспекты. В настоящей работе представлена ​​нейтронная модель и алгоритмы, используемые для численного решения нестационарных уравнений многомерного баланса.Что касается теплогидравлики, то разработанный в ВДНХ модуль решает уравнение теплопередачи Фурье в цилиндрических координатах в радиальном направлении. После оценки осевого тепловыделения от оболочки к охлаждающей жидкости, оценивается температура охлаждающей жидкости. Скорость теплоносителя на входе предполагается линейно переменной в пределах каждого временного шага. Реализована упрощенная модель теплообменника и может рассматриваться как естественная, так и принудительная конвекция. В условиях естественной конвекции изменение скорости теплоносителя оценивается шаг за шагом.Расчет температуры связан с нейтронными уравнениями через 2

The Italian agency ENEA and Politecnico di Torino have been long collaborating on many aspects of the physics of these innovative neutron multiplying systems.

Модель с 3 обратной связью. Этот этап моделирования требует оценки средних температур каналов и интерполяции ядерных данных системы для получения значений, соответствующих текущей температуре. Тестовые расчеты показывают роль, которую играют различные временные шкалы, которые одновременно присутствуют в эволюции системы: нейтронно-физические масштабы, основанные на постоянных времени для популяций мгновенных и запаздывающих нейтронов, а также на форме в квази- статические схемы и тепловая шкала, основанная на параметрах теплоотдачи и мощности.Некоторые предварительные динамические анализы типичных переходных процессов тока ускорителя в EAP выполняются. В частности, были исследованы переходные процессы, вызванные изменениями интенсивности тока пучка, которые характерны для систем с приводом от ускорителя (ADS). Предыдущие работы показали, что интерес к переходным процессам тока пучка обусловлен не только оригинальностью предмета (конечно, они не существуют в критических системах), но, главным образом, важными тепловыми эффектами, которые могут возникнуть при переходных процессах такого типа.Недавно было подчеркнуто, что отключение луча вызывает падение уровня мощности в активной зоне, аналогичное тому, которое вызывается аварийным отключением в критических реакторах. Следовательно, по аналогии с необходимостью ограничить частоту аварийных ситуаций в критических быстрых реакторах, интерес к снижению частоты аварийных отключений пучка и смягчению их тепловых эффектов в быстрых ADS был связан с риском того, что над реактором основные конструкции и промежуточные теплообменники повреждаются циклическими скачками температуры. Второй вид переходных процессов ADS, называемый скачком протонного пучка, также заслуживает должного внимания.Чтобы вызвать эти переходные процессы, предполагается, что пучок протонов полной мощности внезапно сбрасывается в реактор. Некоторые предварительные тесты переходной динамики источника проиллюстрированы в настоящей статье. 2. НЕЙТРОННАЯ ЗАДАЧА. Численное решение зависящей от времени нейтронной задачи было достигнуто в модели многогрупповой диффузии в двух геометрических конфигурациях. Для цилиндрической двухмерной геометрии было выполнено прямое интегрирование по времени уравнений баланса с использованием обычной неявной разностной схемы.В полной трехмерной геометрии с реалистичной гексагональной конфигурацией тепловыделяющих элементов схема прямого интегрирования, конечно, слишком сложна в вычислительном отношении. Поэтому был применен квазистатический метод. Это требует расширения стандартного метода, разработанного для реакторов с исходной критичностью, до реакторов с приводом от источника 3

temperature.

4! s v u системы. Уравнения баланса для нейтронов и предшественников запаздывающих нейтронов, записанные в общей геометрии, имеют следующий вид: «$ # &% (‘*) PB / ªt« H JI KMLNPORQTSVUXWZY \ [^] * _ a`cbedBfhgjiMkml * nporqts P ± R²r³- Bµ $ & ÁÀ wmxypzp {} * ~ M} 5ƒ * M r ŠhŒ Ž5 e $ — š œmžÿž ÂÄà ÅXÆpÇŸÇ ž œ Ç ÆÉÈ () 2.ДВУМЕРНАЯ ЦИЛИНДРИЧЕСКАЯ ГЕОМЕТРИЯ Дискретизация по времени для уравнений баланса для нейтронов выполняется с использованием неявной схемы Эйлера, которая, как известно, по своей природе стабильна. Уравнения для предшественников запаздывающих нейтронов формально интегрируются во времени, как: ÊBË Ì ÍÏÎÐeÎZÑÒRÓ ÔBÕÏÖj XØÙ-ØÛÚ MùŸú * ûMüþýjÿ (2), а затем интеграл по времени вычисляется с помощью формулы дискретной трапеции. Пространство дискретизируется по схеме конечного объема. Следовательно, уравнения для нейтронов интегрируются по цилиндрической сетке с центром в точке! # «$ &% ‘# (охват) + * -, / #: по радиальной координате E5FHGJI? K по оси.a`cbed5fJgh jklnm i prqstu ov wyx z {} + ~ T ƒ, где верхний индексˆ обозначает рассматриваемый момент времени. Стоит указать полное выражение для коэффициентов, которые, конечно, могут зависеть от времени из-за операций управления, развития аварии или эффектов обратной связи для различных положений сетки в пространственной области, как: член диффузии ( 3) Œ ŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒ ŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŒŽ J š Internal º¼ »¾½À ± ÁJÂÃÅÄÆcÇaÈyÉaÊËÍÌ ± Î JÐÑ / ÒÔÓ Õ Ö ØJÙaÚ mesh ß jáâ Û ÜyÝ ãåä æ è ± é% ê = # ‘() + * — ,._ `TacbEd ehf kml v w7xy zt {} 5 ~» ƒ TÊ 7Š 9ŒŽ 7 9 šœ TžmŸ 9 Ž ª «&» ± ³ & µ ² + º & »¼½ ¹ ¾ ÁÀ  & Ä ÁÉ Å & Ë9Ì Î ) 5

DEFHGJI$KL

6 полосатая ã äâââââââââââââââââ â ÜÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚÚ ñ 6 º Y Нижняя граница Þ & ß9à. # «$ &% ( ‘) * + -, /.# _% `acb # d.ef2g.h5i # j8k: lnmpo wxy v {U} z n. ƒ ˆ # Š% Œc # Ž. : п. 5 ~ š œž Ÿ #% A Ä.ª «: n. ± ²š³ µ º »¼½ ¾ UÀ ÂÃÄ Á É Å ÐÊÒ Î ÓÔ5Õ ØÚÙÛÝÜ2Þ5ß # à% á Ö ã \ äåæèç é8êìëîíðïòñôó: õnö» øèù âú ý! (‘*), + .- /;: # DFE G HIJK LNM «O} ~ {» ƒ œ žÿ P] ij * kmln op`qsrutwv xzy ˆ.Š ŒŽ * B Fš ª «² ± ³ µ º¼» ¾½ Sàá à  (8) 7

± ²š³ µ ¹ º»¼½ ¾ UÀ ÂÃÄ Á ÆÈÇÊÉ Å ËÌÍ ÏÑÐÊÒ Î ÓÔ5Õ ÑØÚÙÛÝÜ2Þ5ß#à%á Ö ã\äåæèç é8êìëîíðïòñôó:õnö øèù â ý,þÿ ú(ûü (7) Left

8 ÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅÄ Æ ÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅÅ {Ðð C ý ü ZY »ÕNÖ» Ô éêë è í î «ï ì ÿ ÿ þ þ þ þ þ þ () *, + -._ [`abb} ~ ƒ ˆ Š Œ D’EGFIHKJML’N O PIQSRUTWVUX c degfih’j k limsnuowpgq rts’uwvyxkz Ž š œ ž Ÿ ª« I K ± ² ³Sµ ‘¹ () 8

Ú;ÛwÜ@ÝÞ ßáà@â ã ä`åsæç ñòó ô@õö øùûú "!$# %

9 ˆ ½½½½½½½½½½½½½½½¼ ¾ ½½½½½½½½½½½½½½ Á À É Ò Û ÿ é ü ý m Á’Â Ã ÅÇÆ È Ä’Ë Ì ÐÏ Ñ ÓÔ Õþ ØÚÙ w) âsãåä èçêégëíìîgïñðóòõô ö Uø! # «% $ & ‘(*, + — /: 9; 7

u š C œ žÿ Ž h 9 «ª j ± ³µ ² 9 ¹ ºh»9¼½ ¾«Ã Ä ÀQÁ  Å,Æ Ç È ÊË9Ì7Í ÎÐÏ ÑÒ ØÓÕÔ Ö Ù,ÚÛ ÝµÞ Ü å æ çhèêé ëaìlíïîað ñ òqóõô7öø úùüûþýlÿ ß àzá â ãä (6) "!#$ %

11 в порядке abced `e> fhg-i, чтобы позволить возможность пространственного переназначения. Дискретные весы записываются для каждой треугольной призмы jlk «monqp \ rts vwyxez {} h ~> u» v ˆ Š Œ G Ž Œ š œ ž ŸV> o ˆª, а именно: (8) где индекс «нумерует боковые грани призмы. призма и ее основания ,,, и указывают край треугольника, высоту сетки и ее базовую площадь, соответственно, а нижний индекс ²> ³h -µ — среднее значение сетки.Используя схему ± конечных разностей, граничные текущие l «o¹» º члены ¼¾½À Á> Âyà аппроксимируются Ä следующими формулами для внутренних сеток: Ø-ÙÛÚ-Ü lÞàßâá ã äæåçç èêélë ì íçî ïñðêòõô \ üœ> ÀÓ ÔÖÕ (9), в то время как граничные условия излучения применяются к граничным сеткам. Интегрирование по времени выполняется с использованием обобщения квазистатического метода, который оказался очень эффективным методом для обычных систем и может быть расширен для управления источником системы.Стоит отметить значительный вклад Жака Девуга в область квазистатических методов, в разработку эффективных вычислительных инструментов и, особенно, в создание процедуры на последовательных и надежных теоретических основах. С огромным волнением и благодарностью все сообщество физиков реакторов вспоминает и празднует его на этой конференции как ученого, так и самого дорогого коллегу и друга. В квазистатических процедурах вводится разделение вектора группы распределения нейтронов на произведение амплитудной функции и формы, как :! «$ #% & (‘) (2) Идея, лежащая в основе всего метода, основана на представлении эволюции явления по двум временным шкалам: быстрой для амплитуды и гораздо более медленной для формы.Следовательно, сложный в вычислительном отношении расчет формы выполняется только несколько раз во время моделирования переходных процессов. После введения разделения в уравнения баланса выполняется проекция на подходящую весовую функцию, чтобы получить модель для быстро меняющейся амплитуды, коэффициенты которой зависят от формы.

and indicate the triangle edge, the height of the mesh and its basis area, respectively, and subscript ²>³h -µ the mesh average value.

12 При применении квазистатических методов к ADS необходимо решить две проблемы, т.е.е .: * определение системы отсчета, * определение весовой функции, которая будет использоваться для проектирования уравнений баланса. Что касается. Первая проблема связана с тем, что наиболее разумным выбором кажется распределение для самой исходной системы, управляемой источником, где форма нейтрона, конечно, сильно отличается от собственного состояния критической системы. Вторую проблему можно решить разными способами. Сходящееся решение задачи не зависит от выбранного веса / однако, его выбор может существенно повлиять на количество пересчетов функции формы для правильного представления эволюции системы.Проблема, связанная с распространением квазистатического метода на ADS, была рассмотрена в исх. 3 и далее обсуждается на настоящей конференции. ТЕПЛОВО-ГИДРАВЛИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ Из-за физической важности нелинейных эффектов в динамике активной зоны нейтронно-физический расчет должен быть связан с тепловым расчетом. В рамках продолжающегося сотрудничества между ENEA и Туринским политехническим институтом описанные выше нейтронно-физические коды сочетаются с теплогидравлическими кодами, разработанными ENEA. 4 Тепловые коды могут представлять один канал реактора с топливом, оболочкой и теплоносителем.Он может учитывать центральное топливное отверстие (если оно есть) и зазор в топливной оболочке. Теплообмен топливной оболочки учитывается с помощью зависящего от температуры коэффициента, рассчитываемого на каждом временном шаге через проводимость газа 6, заполняющего зазор. Также оценивается теплообмен между оболочкой и теплоносителем с учетом числа Нуссельта охлаждающей жидкости 7 uid. Код не учитывает аксиальное распространение тепла в топливе и в оболочке, предполагая, что осевой градиент температуры пренебрежимо мал по сравнению с радиальным.Все свойства материалов (удельная теплоемкость и плотность) могут быть заданы в зависимости от температуры. Программа решает зависящее от времени уравнение Фурье в топливе и оболочке в одномерной цилиндрической конфигурации в любой осевой точке сетки. Тепловой источник в топливе и, если это значимо, гамма-нагрев, присутствующий также в оболочке и в теплоносителе, оценивается на основании: мощность, полученная из нейтронно-физических расчетов. Температура охлаждающей жидкости рассматривается как граничное условие (в 2

rst problem is concerned, the most reasonable choice seems to be the distribution for the initial source-driven system itself, where the neutron shape is of course very different from the eigenstate

13 <первый шаг используется предположение).После того, как известны осевые температуры оболочки, можно легко выполнить расчет теплоты охладителя оболочки = ux и осевых температур теплоносителя в каждом осевом положении>, следовательно, эти температуры используются в качестве граничных условий для оболочки твэла. расчет температуры на следующем временном шаге. Чебышевский базис высокой точности (типа Фурье) используется для аппроксимации экспоненциальной матрицы в соответствии с численным методом, разработанным для обеспечения возможности использования любого размера временного шага. Программа выполняет только однофазный расчет, это кажется приемлемым для исследования динамики активной зоны, поскольку программа была разработана для реакторов ADS со свинцово-висмутовым охлаждением, а температура кипения расплавленного свинцово-висмутового сплава очень высока (943 К при атмосферном давлении). , даже выше, чем температура плавления нержавеющей стали (643 K), из которой состоит плакированный материал.Код учитывает условие принудительной циркуляции теплоносителя, а это означает, что скорость должна быть задана в качестве входных данных. В качестве альтернативы можно также рассмотреть естественную конвекцию теплоносителя. В этом случае скорость оценивается шаг за шагом в зависимости от теплового режима всего контура хладагента (разницы плотности между горячей и холодной ветвью). Реализована упрощенная модель теплообменника, учитывающая теплопотери из первичного контура во вторичный.При рассмотрении варианта принудительной циркуляции теплогидравлические расчеты производятся с использованием линейно переменной скорости теплоносителя внутри временного шага. Напротив, если выбран вариант естественной конвекции, скорость остается постоянной в течение временного шага. Тепловой расчет сочетается с нейтронно-физическим расчетом следующим образом: — оценивается размер теплогидравлического временного шагаc — выполняется серия нейтронных расчетов для достижения конца теплогидравлического временного шагаd — радиальное среднее осевого профиля плотности мощности оценивается для фиксированного числа реакторных зон, характеризуемых тепловым каналом g — осевые распределения мощности вводятся в тепловой код, который выполняет расчет температуры для каждого каналаh — средние температуры канала назначаются каждой зоне реактора, и используется для изменения сечений в соответствии с назначенными интерполяционными функциями, и запускается новый нейтронный расчет.В настоящее время предполагается, что для обновления сечений используются простые линейные функции температуры. Однако на ВДНХ ведутся работы по уточнению схемы интерполяции сечений. 3

temperatures are used as boundary conditions for the fuel-clad temperature calculation in the next time step.

14 Установившееся сопряжение определяется, начиная с ориентировочного распределения температуры внутри системы и выполняя итерационную последовательность с нейтронно-физическим расчетом, полностью соответствующим эффективному динамическому расчету с постоянным источником K, пока не будет достигнуто асимптотическое установившееся состояние.] `_! acbedgf (следовательно, обратная связь отрицательная). Система имеет высоту 386 см, радиус 8 см и коэффициент умножения hikj \ jmlongprqtsuqwvux. При теплогидравлическом расчете учитывается только один канал. Первый переходный процесс связан с отключением источника, начавшимся ступенчатым снижением источника до 5% от его значения полной мощности, за которым следует линейное изменение для восстановления его начального значения. На рисунке показаны переходные процессы источника и мощности на следующих рис. 2–4 отражают изменения температуры в выбранных местах топлива, оболочки и охлаждающей жидкости.В следующем переходном процессе источник выключается на s, а затем восстанавливается ступенчато до исходного значения (см. Рис. 5-8). Два различных колебания источника с последующим восстановлением установившегося значения рассматриваются в следующих переходных процессах: Рис. С 9 по 2 показана реакция системы на колебания около среднего значения, меньшего, чем начальное установившееся значение, а на фиг. 3–6 рассматривают колебания выше начального значения. Как можно видеть, интересные явления дрейфа проявляются как в поведении мощности, так и в поведении температуры.`! š œgž и на рис. 9 и 2 для «ª \ c`! ± E²! ³. Влияние температурного коэффициента на распределение нейтронов можно наблюдать на рис. 2–23. 4

SELECTED RESULTS A few results are now illustrated in order to test the performance of the codes and to present preliminary applications to EAP conl gurations.

15 T [K] T [K] S (t) / S (a) P (t) / P (b) Рисунок. Переходный процесс мощности (b) после отключения источника, как указано (a) (ступенчатое снижение до 5% с последующим линейным увеличением до восстановления начального значения). 2 8 (а) (б) Рисунок 2.Эволюция температуры топлива на оси канала (a) и на внешней границе (b) на средней плоскости системы для переходного процесса, показанного на Рис. 5

to re-establishing the initial value). 2 8 (a) 88 87 86 85 (b) 6 4 2 84 83 82 2 4 6 2 4 6 Figure 2.

16 T [K] T [K] T [K] (a) (b) Рис. 3. Изменение температуры оболочки на внутренней (a) и внешней границе (b) на средней плоскости системы для переходного процесса Рис. 4. Эволюция температуры охлаждающей жидкости на средней плоскости системы для переходного процесса, показанного на рис., 6

Clad temperature evolution at the inner (a) and at the outer boundary (b) on the

17 T [K] T [K] S (t) / S (a) P (t) / P (b) Рисунок 5. Переходный процесс мощности (b) после отключения источника, как указано (a) (за которым последовало отключение путем ступенчатого восстановления до начального значения) (a) (b) Рис. 6. Изменение температуры топлива на оси канала (a) и на внешней границе (b) на средней плоскости системы для переходного процесса, показанного на рис. 5. 7

restoration to the initial value). 4 2 8 (a) 88 87 86 85 84 (b) 6 4 2 4 6 8 83 82 2 4 6 8 Figure 6.

18 T [K] T [K] T [K] (a) (b) Рисунок 7.Эволюция температуры оболочки на внутренней (a) и внешней границах (b) на средней плоскости системы для переходного процесса, показанного на рис. 8. Изменение температуры охлаждающей жидкости на средней плоскости системы для переходного процесса на рис. 5. 8

Clad temperature evolution at the inner (a) and at the outer boundary (b) on the midplane of the

19 T [K] T [K] S (t) / S (a) P (t) / P (b) 5 5 Рис. 9. Переходный процесс мощности (b) после отключения источника, как указано (a) (колебания вокруг среднее значение меньше начального с последующим восстановлением начального значения).(а) 88 (б) Рис. Изменение температуры топлива на оси канала (a) и на внешней границе (b) на средней плоскости системы для переходного процесса, показанного на рис. 9. 9

the initial value followed by the restoration of the initial value).

20 T [K] T [K] T [K] (a) (b) 5 5 Рис. Эволюция температуры оболочки на внутренней (а) и внешней границах (б) на средней плоскости системы для переходного процесса на рис. 2. Изменение температуры охлаждающей жидкости на средней плоскости системы для переходного процесса на рис.9. 2

midplane of the system for the transient of Fig. 9.

21 T [K] T [K] (a) (b) S (t) / SP (t) / P Рис. 3. Переходный процесс мощности (b) после отключения источника, как указано (a) (колебания около среднего значения больше исходного значения с последующим восстановлением исходного значения). (a) (b) Рис. 4. Изменение температуры топлива на оси канала (a) и на внешней границе (b) на средней плоскости системы для переходного процесса на рис.3. 2

22 T [K] T [K] T [K] (a) (b) Рис. 5. Изменение температуры оболочки на внутренней (a) и внешней границе (b) на средней плоскости системы для переходного процесса, показанного на рис. 6. Изменение температуры охлаждающей жидкости на средней плоскости системы для переходного процесса на рис.

23 Нейтронный поток S (t) / S (a) P (t) / P (b) Рис. 7. Переходный процесс мощности (b) после отключения источника, как указано (a) в EAP, при условии, что µp ¹ »º½¼« ¾u \ ÀcÁeÂgÃcÄeÅ!.2,5 xz [см] 5 r [см] Рис. 8. Форма стационарного потока для EAP при условии ÈPÉ ÊËÌ »Í½ÎuÏuÐ \ ÑcÒÔÓÖÕc eøgù

24 Нейтронный поток S (t) / S (a) P (t) / P (b) Рис. 9. Переходный процесс питания (b) после отключения источника, как указано (a) в EAP, при условии, что PÛ Ü »ß½à« áuâ \ ãcäeågæcçeè! É. 2,5 x z [см] 5 r [см] Рис. 2. Форма стационарного потока для EAP при условии, что «pì íîï» ½ñuòuó \ ôcõôöö cøeùgú

25 Neutron Flux Neutron Flux ÿ 2.5 х 5 2 α = 5. -6 α = 5. -5 α = r [см] Рис. 2. Стационарные распределения радиального потока на высоте üþý разные значения коэффициента температуры захвата. для x α = 5. -6 α = 5. -5 α = r [см] Рис. 22. Стационарные радиальные распределения потока на высоте при различных значениях коэффициента температуры захвата. для 25

26 Нейтронный поток 2 x 4 α = 5. -6 α = 5. -5 α = z [см] Рис. 23. Стационарные распределения потока по оси при значениях радиуса коэффициента температуры захвата., для разных ВЫВОДОВ В данной статье представлены два вычислительных инструментария для динамики систем, управляемых источниками. ! Первая касается двумерных цилиндрических конфигураций, а решение нейтронных уравнений получается путем прямой дискретизации по времени с помощью неявной схемы Эйлера. Вторая касается трехмерных гексагонально-аксиальных конфигураций, а квазигруппа Используется статический метод. Нейтронные модули связаны с кодом теплогидравлического канала, адаптированным для расчета температурных распределений в цилиндрическо-осевой геометрии канала со свинцово-висмутовым теплоносителем.Эти коды подходят для использования для анализа динамики ядра в ADS, например, в Energy Ampli $ er Prototype. Представленные предварительные результаты показывают важность нелинейных эффектов в переходных ситуациях для систем с ускорителем. Продолжается работа по улучшению числовых характеристик кодов. Сотрудничество между ENEA и Politecnico также будет включать систематические расчеты типичных эталонных переходных процессов для EAP и параметрического анализа. Процедура тестирования разработанных вычислительных инструментов также предполагается в ближайшем будущем.26

27 БЛАГОДАРНОСТИ Эта работа была выполнена в сотрудничестве между ENEA-Casaccia (Рим) и Туринским политехническим университетом при финансовой поддержке Министерства исследований Италии в рамках научной программы по системам, основанным на источниках. ССЫЛКИ. К. Руббиа и др., Концептуальный проект мощного усилителя энергии на быстрых нейтронах, CERN / AT / 95-44, Женева (995). 2. П. Босио и др., Анализ некоторых динамических аспектов подкритических систем, Международная конференция по ядерным системам будущего, GLOBAL 99, Джексон-Хоул (999).3. G.G.M. Коппа, Г. Лапента, П. Раветто, М. Ростаньо, Трехмерный нейтронный анализ систем, управляемых ускорителями, Международная конференция по математике и вычислениям, физике реакторов и анализу окружающей среды в ядерных приложениях, Мадрид (999). 4. М. Карта и др., Контроль уровня подкритичности в системах, управляемых ускорителем: источник с гармонической модуляцией — сравнение пространственных скачков источников, Международная конференция по математике и вычислениям, физике реакторов и анализу окружающей среды в ядерных приложениях, Мадрид (999).5. Дж. Бьянкини, М. Карта, А. Д. Анджело, TIESTE-MINOSSE — Одноканальный код теплогидравлики и точечной кинетики для ADS, Техническая нота ENEA ERG / SIEC DT-SDA-8 (999). 6. В. Мачек, Б. Мерк, Х.У. Уайдер, Сравнение поведения при тяжелых авариях подкритических и обычных критических реакторов с приводом от ускорителей, Семинар ОЭСР / АЯЭ по использованию ускорителей большой мощности, 3-5 октября, Мито (Япония) (998). 7. К. Касахара, Режимы отказа структур при повышенной температуре из-за циклических тепловых переходных процессов, Семинар ОЭСР / АЯЭ по использованию мощных ускорителей, Мито (Япония) (998).8. P.W.P.H. Людвиг, П. Ваккер, A.H.M. Verkoojen, Статическое и переходное термогидравлическое поведение усилителя быстрой энергии (вычисленное с помощью компьютерной программы CFD), Девятая международная конференция по возникающим ядерным энергетическим системам, Герцлия (Израиль) (998). 9. PH Wakker, Теплогидравлическое моделирование Устойчивое состояние 27

28 и переходное поведение усилителя быстрой энергии, Девятая международная конференция по новым системам ядерной энергии, Герцлия (Израиль) (998)., G. Monegato, Fondamenti di Calcolo Numerico, Levrotto & Bella, Torino (99). Y. Saad, M.H. Шульц, GMRES: обобщенный алгоритм минимальных невязок для решения несимметричных линейных систем, SIAM J. Sci. Stat Comput., 7, стр (986). 2. Э. Мунд, эта конференция (2). 3. Норелли Ф., Проблема диффузии тепла, решаемая методом расширения в цилиндрической геометрии: Кодекс Efesto, Отчет ENEA, RT-WAA- (993). 28

.Гидравлический блок питания

: эта электронная книга ответит на все вопросы о гидравлическом блоке питания


Target Hydraulics Target Hydraulics

  • Дом
  • О нас
    • О нас
    • Компания
    • Гидравлическая безопасность
    • Сертификация
    • Блог
  • Продукты
      • Target Hydraulics Target Hydraulics Гидравлический блок питания

        • Блоки питания переменного тока
        • Гидравлический блок питания постоянного тока
        • Мини-гидроагрегаты
      • Target Hydraulics Target Hydraulics Гидравлический блок питания

        • Блоки питания переменного тока
        • Гидравлический блок питания постоянного тока
        • Двухротационные блоки питания
        • Промышленные блоки питания
        • Гидравлический насос и двигатель
      • Target Hydraulics Target Hydraulics Блок гидравлического коллектора

        • Коллекторы центра литья
        • Центральный гидравлический блок
        • Патронный вентильный блок
        • Гидравлические блоки по индивидуальному заказу
        • Гидравлический подъемный клапан
      • Target Hydraulics Target Hydraulics Гидравлические клапаны картриджа

        • Картридж электромагнитного клапана
        • Гидравлические клапаны потока
        • Гидравлический клапан давления
      • Target Hydraulics Target Hydraulics Гидравлические компоненты

.

Теплогидравлический анализ пассивной системы отвода остаточного тепла для встроенного реактора с водой под давлением

Теоретическое исследование теплогидравлических характеристик нового типа пассивной системы отвода остаточного тепла (PRHRS), которая подключена к системе теплоносителя реактора через вторичная сторона парогенератора для встроенного реактора с водой под давлением представлена ​​в этой статье. Этот PRHRS использует трехсвязанные контуры естественной циркуляции для отвода остаточного тепла из активной зоны реактора после остановки реактора.На основе одномерной модели и кода моделирования (SCPRHRS) переходное поведение PRHRS, а также влияние разницы высот между парогенератором и теплообменником и площади теплопередачи теплообменника изучаются в подробно. Проведенный расчетный анализ показал, что рассчитанные тенденции изменения параметров являются разумными. Большая разница по высоте между парогенератором и остаточным теплообменником и большая площадь теплообмена остаточного теплообменника благоприятны для пассивной системы отвода остаточного тепла.

1. Введение

Интегральный реактор с водой под давлением (IPWR) рассматривается как один из
усовершенствованные ядерные реакторы нового поколения, изначально безопасные
естественно и физически пассивные механизмы. Система теплоносителя первого контура
компоненты IPWR, состоящие из ядра,
компенсатор давления, главные насосы теплоносителя (ГЦН) и прямоточные парогенераторы (ППГ) размещены в реакторе.
сосуд высокого давления (КР). Принятие специальной внутренней компоновки исключает
соединение труб между этими компонентами, и, следовательно, возникновение больших
Аварии с потерей теплоносителя при поломке (LBLOCA) принципиально исключаются новой конструкцией.К тому же,
Одна из очень важных особенностей конструкции IPWR — это упрощение и усовершенствование систем безопасности. Особенно такие системы пассивной безопасности, как пассивные.
система отвода остаточного тепла (PRHRS) используются для выполнения
неотъемлемые функции безопасности и смягчают последствия постулируемых
несчастные случаи. Ожидается, что PRHRS безопасно удалит остаточное тепло активной зоны только через
естественная циркуляция, как в случае аварии на станции, так и в случае длительного
охлаждение для ремонта или заправки.

Обзор литературы показывает, что было много
экспериментальные и численные исследования характеристик различных
PRHRSs. Усовершенствованные пассивные PWR Westinghouse,
AP-600, AP-1000 и EP-1000 (IAEA-TECDOC-1391, 2004; Adomaitis et al. [1]; Reyes and Hochreiter [2]; Zhang
и другие. [3]) использовать пассивное охлаждение сердечника
система (PXS) для защиты станции от утечек в системе теплоносителя реактора (RCS)
и разрывы различного размера и расположения. PXS имеет 100% емкость
теплообменник с пассивным отводом остаточного тепла (PRHR HX), который удовлетворяет требованиям
критерии безопасности при потере питательной воды, разрывах питательной воды и паропроводах.
PRHR HX, погруженный в резервуар для хранения дозаправочной воды (IRWST),
соединяется через холодную ногу и горячую ногу с сердечником. Вода IRWST
объем достаточен для поглощения остаточного тепла более чем на 1 час перед водой
закипает. После начала кипения в IRWST пар проходит в защитную оболочку.
и конденсируется на внутренней поверхности стальной защитной оболочки, а затем стекает
под действием силы тяжести обратно в IRWST. PRHR HX и охлаждение пассивной защитной оболочки
система (PCCS) обеспечивает неограниченный отвод остаточного тепла без оператора
необходимое действие.Теоретические и экспериментальные исследования на PXS
Характеристики AP600 указывают на то, что конструкция PRHRS возможна и
рациональным.

PRHRS через вторичную сторону
парогенераторы для станций с ВВЭР-1000 / В-392 и ВВЭР-640 / В-407 (Hyvärinen [4]; IAEA-TECDOC-1391, [5]; Krepper [6]; Mousavian et al. [7]) для отвода остаточного тепла из реактора в случае отключения электроэнергии станции с неповрежденной
первичный и вторичный контуры, а также для сброса давления в RCS при небольшом перерыве
АПТ.PRHRS V-392 состоит из четырех независимых
поезда, каждый из которых имеет трубопроводы для подачи пара и отвода конденсата,
клапаны и теплообменник с воздушным охлаждением, установленный вне защитной оболочки.
пар, образующийся в парогенераторах за счет тепла, выделяемого в реакторе
конденсируется в теплообменнике с воздушным охлаждением и отводит тепло в окружающую среду.
воздух. Движение охлаждающей среды
происходит в естественной циркуляции. Пока в
В конструкции V-407 PRHRS отводит тепло теплообменникам, погруженным в
резервуары аварийного теплоотвода, устанавливаемые вне защитной оболочки.
Запаса воды в емкостях достаточно для длительного отвода тепла (при
минимум 24 часа) и при необходимости может быть пополнен. Экспериментальный
исследования и расчетный анализ показывают, что PRHRS для ВВЭР может безопасно удалить
остаточного тепла в случае аварии с отключением электричества на станции и повышения собственного
безопасность завода. Экспериментальные исследования
подтвердили конструктивную функцию предложенных средств пассивной безопасности и
также создана необходимая экспериментальная база данных для моделирования системой
теплогидравлические коды.Планируются дальнейшие исследования дополнительных
проверка пассивных систем безопасности и оптимизация их
дизайн.

PRHRS (Su et al. [8, 9], Qiu et al.
и др. [10], Zejun et al. [11]) для китайского
усовершенствованный PWR (AC-600) используется для отвода остаточного тепла
в случае отключения электроэнергии на станции за счет естественной циркуляции. Это также может быть эффективным
в случае разрыва основного паропровода или потери питательной воды. Система состоит из
две независимые линии, каждая из которых связана с теплоносителем реактора
петли через вторичную сторону соответствующего парогенератора.В каждом поезде есть
бак питательной воды, воздухоохладитель, расположенный в дымоходе за пределами защитной оболочки,
и трубопроводы (и клапаны) для циркуляции пара и конденсата. Воздухоохладитель
с помощью дымохода отводит тепло распада активной зоны, передаваемое от пара
генераторы в атмосферу. На основании экспериментальных исследований,
полуэмпирический теоретический
модель, относящаяся к высоте между тепловым ресурсом и радиатором, была
установлено, что может быть применено к проекту компоновки системы для PRHRS
китайских продвинутых PWR.Переходный эксперимент также дает основу для запуска
режим PRHRS. Кроме того, способ избежать гидравлического удара в
резервуар питательной воды. Разработан компьютерный код MISAP2.0.
с самодостаточным авторским правом, что является полезным инструментом для разработки PRHRS.

PRHRS для SMART (Chang et al.
[12]; Chung et al. [13]; Chung et al. [14]; Chung et al. [15]), малогабаритная модульная герметичная сборная
водяной реактор, разработанный KAERI, также является паровым
система отвода остаточного тепла вторичной стороны генератора.Двух из четырех независимых поездов PRHRS достаточно, чтобы удалить
спад тепла. Каждый поезд состоит из компенсирующего резервуара, находящегося под давлением.
азот, теплообменник, погруженный в резервуар для заправочной воды внутри защитной оболочки, клапаны и трубопроводы для пара и конденсата. Компенсирующая
бак восполняет изменение объема воды в системе пассивного отвода остаточного тепла
и хранит запас воды для трубопроводов системы розлива во время
перезарядка временная. Обратные клапаны устанавливаются на трубопроводах между
компенсирующий бак и выход теплообменника, чтобы вода не уходила
компенсирующий танк в первые моменты восстановления, что предотвратит
естественная циркуляция от развития.Бак заправочной воды расположен
достаточно высоко над парогенератором, чтобы отводить тепло, передаваемое от
первичная сторона в парогенераторе за счет естественной конвекции, когда вторичная
система теряет способность отвода тепла. Вода в заправочном баке для воды
нагревается, кипятится и в конечном итоге испаряется в атмосферу. Водный инвентарь
в баке для заправки воды можно снимать тепло не менее 36 часов без
любые действия оператора в ответ на проектные события.Характеристики теплопередачи и производительность естественной циркуляции
PRHRS для SMART были экспериментально исследованы на установке VISTA, и экспериментальные результаты были
проанализированы с использованием наиболее оцененного кода системного анализа, MARS.
сравнение экспериментальных данных и теоретического предсказания показывает хорошее согласие приемлемых для некоторых параметров, таких как температура жидкости
в конденсатопроводе PRHRS. Похоже, это из-за недостаточного нагрева
моделирование переноса в бассейне, например, заправочный резервуар для воды в расчете MARS.Кроме того, были проведены PRHRS для других реакторов.
разработаны в последнее десятилетие (Ивамура и др. [16]; Самойлов и др.
и др. [17]; Peng et al. [18]; Цзиньлин и Юйцзюнь [19]; Kusunoki et al. [20]; Xinian et al.
[21]; Carelli et al. [22]).

Подробный обзор соответствующих
литературы указывает на то, что PRHRS сильно отличаются друг от друга в
конструкция для различных PWR. Достоинства и недостатки различных PRHRS очень
трудно оценить. Оба испытательных стенда для соответствующих
PRHRS и коды коммерческого анализа (такие как Relap, Retran и т. Д.) иметь их
собственные ограничения. Очевидно, что из-за сложности теплогидравлического процесса
вовлечены в PRHRS с их небольшими присущими естественными движущими силами (т.е.
гравитация, естественная циркуляция и др.), экспериментальные и теоретические
исследования должны проводиться для каждой конкретной конструкции. Подтверждено
компьютерные коды должны быть разработаны для поддержки ожидаемых эксплуатационных
производительность. Следовательно, с учетом конструктивных особенностей и эксплуатации
характеристики нового типа PRHRS, систематические анализы на тепловых
гидравлические характеристики должны быть детально выполнены на стадии эскизного проектирования как из опытных, так и из
аналитические точки зрения.

В данной статье проводится теоретическое исследование
теплогидравлические характеристики нового типа PRHRS, подключенного к
реакторной системы через вторичную часть парогенератора, для
встроенный реактор с водой под давлением. С тремя переплетенными натуральными
контура циркуляции теплоносителя, остаточное тепло активной зоны необходимо безопасно отвести в
предельный радиатор, бассейн с водой (WP) достаточно большого размера. Чтобы
оценить теплогидравлические характеристики и оценить теплоотвод
мощность PRHRS, одномерная модель двухфазного потока и моделирование
код (SCPRHRS).Модель основана на фундаментальном
принципы сохранения, а именно сохранение массы, импульса и энергии
уравнения. Модели компонентов системы включены в соответствии со специальной конструкцией.
особенности этого. Рассмотрены все возможные условия потока и теплопередачи.
соответствующие дополнительные модели поставляются в коде моделирования. Используя
кода, результаты анализа переходного режима PRHRS представлены в этом
бумага.

2. Описание системы

Компоновка компонентов системы теплоносителя первого контура
и PRHRS этого IPWR показаны на Рисунке 1 (a).Система теплоносителя первого контура
компоненты, включая сердечник, компенсатор давления, 2 главных насоса охлаждающей жидкости (ГЦН) и
12 прямоточных парогенераторов (ППГ), содержащихся в реакторе давления
судно (ДПЛА). Активная зона реактора расположена внизу корпуса реактора. МКП
и OTSG устанавливаются симметрично в кольцевом пространстве между
ствол реактора и ДПЛА. Эта конфигурация приводит к интегральному и
компактная система. В верхней части выпускного отверстия имеется длинный стояк для улучшения
естественная циркуляционная способность.В то же время естественная циркуляция
перепускной клапан, установленный между входом и выходом каждого ГЦН,
предназначен для уменьшения потери формы естественного кровообращения.

В условиях принудительной циркуляции естественная
перепускной клапан циркуляции остается закрытым, а теплоноситель первого контура приводится в движение
ГЦН должны циркулировать по первичному контуру. Теплоноситель первого контура попадает в
сердечник из нижней камеры. После нагрева теплоноситель вытекает из активной зоны вверх.
через стояк.Затем теплоноситель прокачивается ГЦН, расположенными на выходе
стояка и протекает через кольцевую полость наверху первичного входа
OTSG. Затем он течет вниз через первичную сторону
ОТСГ, охлаждаемые теплоносителем второго контура и сливным стаканом до достижения
нижний пленум. Наконец, он возвращается в активную зону и непрерывно рециркулирует.
по пути потока. Теплопередающий элемент ОТСГ имеет прямой
кольцевой канал, состоящий из двух концентрических круглых труб с разными
диаметры (см. рисунок 1 (б)).В парогенераторе вторичный теплоноситель
течет вверх в кольцевом канале и нагревается с обеих сторон первичным
теплоноситель, который течет вниз в межтрубном пространстве наружного кольцевого канала.
трубка и внутренняя трубка кольцевого канала соответственно.

Есть
два комплекта независимых систем отвода остаточного тепла с идентичными
характеристики. Они устанавливаются вне корпуса реактора и
подключены к контурам вторичной цепи (рис. 1 (а)).Остаточное тепло
теплообменник, имеющий прямую трубчатую связку, погружается в воду
бассейн с очень большим размером. При нормальных условиях эксплуатации тепло
теплообменник заполнен водой и изолирован обратным клапаном и изоляцией
клапан. PRHRS удаляет остаточное тепло ядра за счет естественной циркуляции под
аварии на станции, а также в случае длительного охлаждения на
ремонт или заправка. После аварийного отключения реактора PRHRS начнет работать.
автоматически без каких-либо активных операций.Сигнал отключения от
система управления реактором вызывает отключение турбины, главных паровых клапанов и
клапаны питательной воды закрыты. Принудительная циркуляция в первом контуре превращается в
естественное кровообращение. При этом открываются обратный и стопорный клапаны.
автоматически, и вода из теплообменника попадает во вторичную сторону
ОТСГ самотеком. После выхода из парогенератора как перегретого или
насыщенная жидкость, вторичный теплоноситель поступает в остаточный теплообменник и
течет вниз во внутреннюю часть трубы, где охлаждается водой со стороны кожуха.
в бассейне с водой и конденсируется до недогретой воды.Наконец, конденсат
течет обратно в парогенератор. Также естественная циркуляция установит
в бассейне с водой из-за постоянного нагрева вторичным теплоносителем.
Следовательно, остаточное тепло распада активной зоны пассивно отводится в
конечный теплоотвод через три взаимосвязанных контура естественной циркуляции, а именно
(1) первичный контур циркуляции, состоящий из сердечника, первичной стороны
ОТСГ и присоединительные пленумы; (2) вторичный контур циркуляции, включающий
вторичная сторона OTSG, внутренняя труба теплообменников и
соединительные трубы и камеры статического давления; (3) третий контур циркуляции в воде
бассейн.

3. Теоретическая модель

Базовая
модель поля основана на фундаментальных принципах сохранения: массы,
импульса и уравнения сохранения энергии. При предположении
Одномерный поток, эти уравнения, в том числе однофазные и двухфазные
консервативные уравнения, можно легко найти в справочнике (Collier and Thome [23]). Характеристики теоретической модели представлены в
подробно следуя.

3.1. Core Power

Мощность ядра рассчитана
с использованием уравнения теплопроводности и уравнения кинетики точечных нейтронов с шестью группами
запаздывающих нейтронов (Pingan et al.[24]). У каждой группы своя доходность и распад
постоянная. Обратная связь по реактивности, вызванная изменением температуры
специально рассмотрен замедлитель и топливо. Осевое распределение мощности
указывается предоставленным профилем. В то же время распределение мощности в
радиальное направление предполагается однородным.

3.2. Системные компоненты Модель
3.2.1. Массовый расход первичного контура

Путем интегрирования уравнения консервативного импульса
вдоль первичного контура уравнение массового расхода равно

.