Зоны энергетические расчеты

В связи с возрастающими требованиями к надежности элементов оборудования ЯЭС и в первую очередь к активным зонам энергетических реакторов в СССР и за рубежом опубликован ряд работ, посвященных исследованию кризиса теплообмена при вынужденном течении воды в трубах. В 1976 г. были опубликованы табличные данные для расчета кризиса теплоотдачи при кипении воды в равномерно обогреваемых круглых трубах [51]. В таблицах приведены тщательно выверенные и согласованные экспериментальные данные о критических тепловых нагрузках и граничном паросодержании, полученные при кипении воды в технически гладких трубах диаметром 8 мм при относительной длине канала Ijd > 20, давлении от 3 до 20 МПа, массовой скорости от 0,5 до 5,0 кг/(м - с), недогреве от О до 75 К и шаге изменения относительной энтальпии 0,05. [c.78]

Рис. 10.21. Зонная энергетическая структура кристалла натрия в направлении [110] (по расчетам Оверхаузера [6]),

Другим подходом к анализу поля быстрых нейтронов в защите реактора (как и нейтронов других энергий) является использование метода граничных источников (называемого иногда методом эквивалентных поверхностных источников). В достаточно высоком приближении решается задача расчета реактора или задача с любым заданным распределением внутренних источников в активной зоне, в то.м чис.т1е и неравномерным. В результате определяется энергетическое и угловое распределение нейтронов, выходящих из активной зоны. Это [c.53]

Расчет пространственно-энергетического распределения потоков нейтронов в активной зоне и защите. [c.78]

Теоретический расчет функции Е(к) даже для простейших кристаллов представляет собой сложную задачу. Однако очень часто необходимо знать только форму энергетических зон вблизи экстремальных точек — максимумов или минимумов энергии, так как лишь состояния вблизи точек представляют интерес при рассмотрении этих явлений. [c.86]

Рис. 4.9. Энергетические зоны в приближении сильной связи, а — модельный расчет одной зоны, б — зависимость ширины зоны от межатомного расстояния

Кй — сжимаемость в приближении свободных электронов). Очевидно, что полученное сходство расчета с экспериментом заметно лучше, чем в приближении свободного электронного газа Ферми. Расхождение теории и эксперимента для Mg, Na, К составило соответственно 0,03, 0,006 и 0,007 Ryd/эл вместо 0,3 0,16 0,14. Для ряда групп материалов (щелочные металлы, например) специальным выбором псевдопотенциала можно добиться еще лучшего согласия с экспериментом. Одно из главнейших направлений развития исследований в этой области сейчас — разработка способов расчета энергетических характеристик переходных металлов, для которых из-за близости Ы и 4s (4электроны проводимости не вполне правомерно. [c.123]

Как уже упоминалось, наличие пластической деформации у конца трещины приводит к увеличению затрат работы па ее продвижение. Эта работа должна быть определена экспериментально, но иногда ее можно вычислить аналитически, пользуясь некоторой моделью трещины и небольшим числом экспериментальных данных. В частности, как отмечалось выше ( 26), для плоского напряженного состояния пластическая область (работа пластической деформации в этой области отождествляется с работой разрушения) имеет удобную для расчета форму в виде узкой зоны перед краем трещины. Остальной объем тела находится в упругом состоянии. Используем энергетическое условие (4.6) для определения критических состояний равновесия. В дальнейшем это условие будет использовано для расчета докритических состояний ( 29) и долговечности при повторном нагружении ( 30). [c.231]

О термодинамической вероятности протекания рассмотренных процессов можно судить по величинам изобарных потенциалов соответствующих реакций, рассчитанных по методике, развитой в работе [3]. Согласно расчетам [3], в интервале температур 1000—1350° С (близких к реальной температуре в зоне контакта) взаимодействие по схеме 1) теоретически возможно в основном с термодинамически активными металлами, такими как Т1 и 2г. Взаимодействие керамических покрытий с термодинамически малоактивными металлами, к которым относится большинство конструкционных материалов, энергетически выгодно вести по схеме 2) (см. таблицу). [c.93]

Все три вида разрушений встречаются в практике эксплуатации энергетических установок, и по морфологическим особенностям разрушения можно судить об условиях их работы. Так, вязкое разрушение часто имеет место при повышении температуры при работе труб поверхностей нагрева в условиях ползучести. Разрушение путем образования клиновидных трещин вызвано повышенным уровнем неучтенных расчетом напряжений в условиях стесненной деформации в зонах концентрации напряжений, а также может быть связано с охрупченным состоянием металла. Разрушение порообразованием обычно происходит в результате длительной эксплуатации. [c.13]

Особенности пластической деформации поверхностных слоев по сравнению с объемом материала могут оказать существенное влияние па процессы трения и износа. Согласно [60, 71, 73], толщина слоя с ослабленными механическими характеристиками ориентировочно равна размеру зерна. Во многих случаях эта величина соизмерима с зоной пластической деформации и разрушения при трении. В то же время при расчетах числа циклов до разрушения и интенсивности износа используются константы механических характеристик, свойственные материалу в объеме. По-видимому, это одна из причин того, что расхождение между расчетными и экспериментальными значениями интенсивности износа составляет не менее 50%, а в некоторых случаях они различаются на порядок. Количественное изучение структурных и энергетических закономерностей пластической деформации поверхностных слоев непосредственно в процессе трения необходимо для уточнения расчета сопряженных деталей на долговечность и поиска структурных критериев разрушения. [c.27]

Выше уже упоминалось, что при расчетах на усталость в условиях трехосного напряженного состояния, возникающего, например, в зонах контактных напряжений или в толстостенных резервуарах и цилиндрах с днищами (на основе силовой модели), практически невозможно учесть влияние шаровой части тензора напряжений. Ввиду этого подобные расчеты должны, с нашей точки зрения, проводиться не на основе силовой, а на основе энергетической модели длительного разрушения, где косвенный учет указанного фактора возможен при использовании уравнения повреждений типа (3.54). [c.129]

Это напряжение должно быть значительно ниже предела текучести материала, который за пределами пластической зоны у кончика трещины работает в пределах упругости деформирования. Безразмерный коэффициент а отражает как геометрический фактор, так и характер распределения напряжения а. При весьма большом отношении ВИ этот коэффициент равен единице, что имеет место и в случае бокового надреза длиной I. При конечном отношении В/1 и неравномерном распределении напряжений коэффициент а принимает другие значения [101]. Случай сквозной трещины (рис. 4.15, а) в растянутой или изгибаемой пластине встречается при проведении различных опытов на трещиностойкость материалов. В расчетах конструкционных элементов чаще встречается случай плоской поверхностной трещины (рис. 4.15,6). Очертание фронта такой трещины в процессе ее развития по ряду экспериментальных данных близко к полу-эллипсу. Соотношение его полуосей по данным опытов [65] составляет примерно 0,38. Постоянство этой величины при изменении абсолютных размеров трещины объясняется тем, что независимо от исходной формы, она приобретает через некоторое число циклов нагружения устойчивую форму равного сопротивления продвижению во всех точках ее фронта. Коэффициент интенсивности /( сохраняет и в этом случае выражение (4.35) при иных значениях а, но часто используют также и выражение К — оа у лЬ, где Ь — глубина трещины (рис. 4.15, б). В тех случаях, когда глубина Ь соизмерима с расстоянием от контура трещины до противоположной поверхности тела, теоретическое определение коэффициента К оказывается затруднительным и его обычно находят экспериментальным путем (так называемый метод /С-тарировки) с использованием энергетической трактовки условий предельного равновесия трещин, распространяющихся путем квазихрупкого разрушения, т. е. такого, когда пластические деформации могут появляться лишь в локальных зонах у кончиков трещины. [c.130]

Потребность в экономических оценках ТЭС возникает при решении многих энергетических задач, связанных с перспективным планированием (проектированием) развития ТЭС в энергосистемах. Как уже отмечалось, экономические оценки ТЭС позволяют уточнить и конкретизировать решения по развитию ТЭС, получаемые на основе применения математических моделей оптимизации структуры энергосистем, и в этом смысле являются средством для сужения зоны неопределенности решений, полученных в результате расчетов по таким моделям. Кроме того, из-за неопределенного характера значительной части исходной информации (например, по масштабам и рен<имам электропотребления, по возможностям развития отдельных типов электростанций, по топливным ресурсам), как правило, необходима многократная корректировка первоначальных решений о развитии ТЭС по мере изменения и уточнения исходной информации в процессе планирования. Экономические оценки ТЭС позволяют оперативно произвести такую корректировку и избежать трудоемких и множественных повторных расчетов на моделях оптимизации структуры энергосистем. Однако необходимо иметь в виду, что это положение не касается таких изменений исходной информации, которые способны существенно повлиять на конфигурацию интегрального графика производства электроэнергии по совокупности ТЭС, например, путем изменения перетоков мощности и энергии по ЛЭП и размещения электростанций по энергосистемам, ибо при таких изменениях уже не обойтись без повторных расчетов па моделях оптимизации структуры энергосистем. В этом случае новым условиям производства электроэнергии по совокупности ТЭС в энергосистеме должна соответствовать и новая система экономических оценок ТЭС, для чего необходимы повторные расчеты также и по предлагаемому способу. [c.214]

Как уже говорилось ранее (см. 5), в результате местного понижения давления в различных элементах проточной части гидравлических турбин в ряде случаев кавитационные зоны могут возникать даже при работе на режимах, близких к оптимальным. Из-за небольших размеров эти кавитационные зоны не оказывают значительного влияния иа энергетические характеристики турбины, но могут стать причиной интенсивной кавитационной эрозии. Наличие кавитации при оптимальных режимах работы является, по-видимому, следствие неудовлетворительного расчета и должно быть устранено путем конструктивных изменений. Кавитационные явления такого рода не должны, на наш взгляд, приниматься во внимание при определении оптимальных, с точки зрения уменьшения интенсивности кавитационной эрозии, режимов работы. [c.118]

Энергетический расчет в схеме компенсации мощности сводится к определению преобразованной средней гарантированной отдачи ПЭС (за весь цикл колебаний энергоотдачи, т.е. примерно за 29 сут.) и оценке мощностного эффекта, исходя из предполагаемой зоны графика нагрузки, покрываемого с помощью ГЭС и ТЭС. [c.135]

Разработанная методика совоставления й выбора конструктивных вариантов активной зоны реакторов ВГР позволяет оптимизировать геометрические размеры шаровых твадбв для заданных параметров активной зоны и газового теплоносителя, а также оценивать влияние последних на критерий энергетической оценки Е. В работе приводятся результаты оптимизационных расчетов параметров шаровых твэлов реакторов ВГР при различной средней объемной плотности теплового потока, на основе которых могут быть сделаны рекомендации и выбран конструктивный вариант твэла и реактора. [c.107]

Анализ результатов траверсирования различными зондами объема камеры энергоразделения позволяет выделить следующие характерные особенности распределения параметров в вихревой трубе с дополнительным потоком. Как и в обычных разделительных вихревых трубах, работающих при ц 1, четко различаются два вихря — периферийный и приосевой, перемещающиеся в противоположных направлениях вдоль оси. Первый — от соплового сечения к дросселю, второй — в обратном направлении. Распределение параметров осредненного потока существенно неравномерно как по сечению, згак и по длине камеры энергоразделения. Радиальные градиенты статического давления и полной температуры уменьшаются от соплового сечения к дросселю, а их максимальные значения наблюдаются в сопловом сечении. Распределение тангенциальных и осевых компонент скорости качественно подобны для различных сечений, однако, количественно вдоль трубы они претерпевают изменения. Поверхность разделения вихрей в большей части вихревой зоны близка к цилиндрической, о чем свидетельствуют пересечения осевых скоростей для различных сечений примерно в одной точке оси абцисс Т= 0,8 (см. рис. 3.9 и 3.10). Это хорошо согласуется с результатами исследований вихревых труб с диффузорной камерой энер-горазцеления, работающих при ц < 0,8, и позволяет в составлении аналитических методик расчета вихревых труб с дополнительным потоком вводить допущение dr /dz = О, а радиус разделения вихрей Tj для этого класса труб считать равным примерно 0,8. Как и у обычных труб, интенсивность закрутки периферийного потока вдоль трубы снижается -> 0), а возвратное при-осевое течение формируется в основном из вводимых дополнительно масс газа, скорость которых на выходе из трубки подвода дополнительного потока имеет осевое направление. По мере продвижения к отверстию диафрагмы приосевые массы в процессе турбулентного энергомассообмена с периферийным вихрем приобретают окружную составляющую скорости. Затухание закрутки периферийных слоев происходит тем интенсивнее, чем больше относительная доля охлажденного потока. Опыты показывают, что прй оптимальном по энергетической эффективности [c.112]

Нейтронное и у-излучения из активной зоны реактора создают мощный поток энергии, В больших энергетических реакторах интенсивность излучения достигает 10 МэвЦсм -сек). Это приводит к тому, что мощность энерговыделения в конструкциях, находящихся в непосредственной близости от активной зоны, достиггает 100 бт/слг и более [45]. Для корпусов водо-водяных и газоохлаждаемых реакторов, которые рассчитаны на значительное давление, энерговыделение, связанное с поглощением излучений, может привести к дополнительным температурным напряжениям, которые необходимо учитывать в расчетах прочности. Кроме того, интенсивное нейтронное облучение вызывает структурные нарушения материала корпуса, которые, накапливаясь, приводят к изменению его прочностных характеристик-Существенными факторами для реакторов многих типов являются также коррозия материала корпуса и усталость этого материала от переменной нагрузки. [c.66]

В связи с этим в европейской зоне ЕЭС СССР практически весь прирост энергетических мощностей должен будет обеспечиваться за счет ввода крупных атомных электростанций мощностью 6—8 млн. кВт и более, в том числе атомных ТЭЦ. Структура мощностей в европейской части изменится за счет ввода маневренных установок — паротурбинных, газотурбинных, гидроаккумулирующих электростанций для покрытия пиковой части графика нагрузок, а также ТЭЦ для теплоснабжения. По расчетам, в этот период необходимо обеспечить ввод мощности на маневренных электростанциях в размере не менее 20% от суммартого ввода энергомощностей, в том числе Загорской ГАЭС мощностью 1,2 млн. кВт и Кайшадорской — 1,6 млн. кВт. [c.78]

Рассмотрено пространственно-энергетическое распределение нейтронов в активной зоне реактора. Изложены методы расчета теило-выделения за счет осколков деления, замедления нейтронов, реакций под действием нейтронов с испусканием заряженных частиц, поглощения энергии у-излучения. Проведено сравнение расчетных и экспериментальных данных о теиловыделенни в ядерном реакторе. [c.296]

Другим важным вопросом обеспечения прочности и ресурса атомных реакторов, не получавшим отражения в традиционных расчетах энергетических установок по уравнениям (2.1) —(2.3), являлся анализ сопротивления деформациям и разрушению при циклическом нагружении [2,5-7,16]. Как следует из данных гл. 1, в процессе эксплуатации атомных реакторов число циклов нагружения на основных режимах изменяется в достаточно широких пределах - от (2- 5) 10 при гидроиспытаниях до (1 2) Ю при программных изменениях мощности и до 10 —10 с учетом вибро-нагруженности. Систематические исследования прочности в этом диапазоне числа циклов были начаты применительно к энергетическим установкам в середине 50-х годов, а в середине 60-х годов были сформулированы основные (преимущественно деформационные) критерии разрушения и свойства диаграмм циклического деформирования [17,18 и др.]. По опытным данным, полученным на лабораторных образцах, было показано, что при числе циклов до 10 циклические пластические деформации оказываются сопоставимыми (в диапазоне числа циклов 10 —10 ) или существенно большими (в диапазоне числа циклов 10 -5 10 ), чем циклические упругие деформации. При этом в зависимости от типа металлов и условий нагружения (с заданными амплитудами деформаций или напряжений) пластические деформации по мере увеличения числа циклов могут возрастать (циклически разупрочняющиеся металлы), уменьшаться (циклически упрочняющиеся металлы) или оставаться постоянными (циклически стабильные металлы). Указанные особенности поведения металлов при циклическом упругопластическом деформировании обусловливают нестационар-ность местных напряжений и деформащ1Й в зонах концентрации при стационарных режимах внешних нагрузок. Для малоцикловой области уравнения кривых усталости и сами кривые усталости при числах циклов 10 —Ю представлялись не в амплитудах напряжений (как для обычной многоцикловой усталости при числах циклов 10 —10 ), а в амплитудах упругопластических деформаций. [c.40]

Расчеты на прочность при однократном нагружении основьшаются на использовании силовых, энергетических и деформационных критериев вязкого, квазихрупкого и хрупкого разрушений [4 -6J. При этом учитьшается сущесгвенное перераспределение напряжений и деформаций при упругопластическом состоянии, исходные механические свойства материала, особенности напряженно-деформированного состояния в зонах трещин в линейной и нелинейной постановке, характер диаграмм разрушения, связывающих размеры трещин с нагрузками. [c.126]

В настоящей монографии рассматриваются вопросы малоцик-ювой прочности элементов конструкций различных типов оборудования, которым в процессе эксплуатации в наиболее значительной степени присущи эффекты малоцикловой усталости. В области энергетического машиностроения для элементов конструкций типа корпусов атомных реакторов, трубопроводов, элементов активной зоны, корпусов и роторов турбин, элементов разъемных соединений, теплообменных аппаратов, герметизирующих и компенсирующих элементов актуальны вопросы кинетических закономерностей деформирования и перехода к предельным состояниям. Для этих конструкций важны вопросы моделирования эксплуатационных режимов по частотам, температурам и временам, разработка унифицированных методов расчета на прочность и долговечность при циклическом, длительном циклическом и термоциклическом нагружениях, учет специфики условий нагружения. [c.4]

Для перехода от значений внешних нагрузок (номинальных напряжений) к локальным напряжениям и деформациям необходимо располагать в соответствии с нормами расчета энергетических конструкций на малоцикловую усталость [2] значениями кэффициен-тов концентрации напряжений (при упругих деформациях) и коэффициента концентрации деформаций К , если местные напряжения превышают предел текучести материала. Если для геометрических концентраторов напряжений типа отверстий, галтелей, выточек и т. п. такие данные в области упругих деформа ий широко представлены в работах [3, 4], то применительно к сварным соединениям строительных конструкций такая систематизация до настоящего времени отсутствует. В связи с этим были проведены исследования зон концентрации напряжений и деформаций в стыковых и угловых швах при простейших способах нагружения (растяжение, изгиб) с применением [5] методов фотоупругости и фотоупругих покрытий. При исследованиях варьировались следующие величины, характеризующие геометрию сварного шва и определяющие уровень концентрации напряжений для стыковых швов — относительная высота наплавленного металла к его ширине q e, относительная ширина шва е/5, радиус перехода р и толщина свариваемых пластин з для угловых швов — соотношение катетов, радиус перехода р и толщина з. Диапазон изменения этих параметров был выбран на основе стандартных допусков на геометрию швов, выполненных ручной дуговой сваркой плавящимся электродом, автоматической и полуавтоматической под слоем флюса и дуговой сваркой в защитных газах. Было принято, что в стыковых сварных соединениях относительная высота валика шва не превышает 0,7, а относительная ширина шва находится в пределах 0,03 е/з 3,4. С увеличением толщины свариваемых пластин относительная высота и относительная ширина шва. [c.173]

Эти уравнения входят как существенный составной элемент в условия накопления повреждений, формулируемых на базе силовых, энергетических и деформационных критериев разрушения. При этом, как указывалось ранее, преимущественное значение при расчетах прочности и долговечности имеют деформационные критерии разрушения, позволяющие наиболее полно учесть кинетику деформаций в зонах максимальной нагруженно-сти и изменение во времени характеристик пластичности. Деформационные критерии разрушения применимы для двух основных стадий повреждения — образования макротрещин и их развития до достижения неустойчивого критического состояния. [c.12]

При проектировании и размещении энергетических предприятий необходимо оценивать тепловую нагрузку на водоемы, используемые в качестве источников и приемников охлаждающей воды. Теоретическая оценка распространения теплых сбросных вод электростанций должна учитывать физические процессы теплопередачи в большом объеме воды, а также многообразие внешних факторов, влияющих на эти процессы. Для прогнозирования распространения тепла в районе сброса охлаждающей воды конденсаторов турбин применяют математические модели поверхностных струйных потоков. Рассматривают наиболее типичные условия сброса теплых вод поверхностный сброс в глубокий водоем, сброс в мелководную зону, вдольбереговой сброс. Выпускным устройством служит поверхностный сбросной канал прямоугольного сечения с геометрическим соотношением ho/bo l. При расчете распространения тепловых потоков определяют глубину проникновения и площадь распространения теплых вод, поля температур и скоростей течения потока, площади зон с различной степенью перегрева. В математических моделях учитывают теплоотдачу со свободной поверхности, скорость и направление течений, а также влияние дна и береговой линии. [c.157]

Данный анализ относится к результатам расчетов, выполненных при стоимости топлива, одинаковой для энергетических котлов ТЭЦ и КЭС и для водогрейных котлов (15 руб т у.т.). Аналогичный анализ результатов расчетов при разных стоимостях топлива (для энергетических котлов ТЭЦ — 10 руб1т. у.т., для КЭС — 8,5 руб1т у.т. и для водогрейных котлов — 15 руб1т у.т.) показывает, что приведенные выше выводы остаются качественно такими же. Изменение стоимости топлива лишь несколько перемещает границы зоны оптимальных решений. Таким образом, имеет место определенная устойчивость решения при изменении внешних условий. [c.161]

В предыдущих параграфах описаны экспериментальные исследования и дай анализ дополнительных потерь в турбинной ступени при протекании процесса расширения в зоне влажного пара. Этот анализ показывает, что процессы течения пара сопровождаются сложными явлениями, связанными с гидромеханическим взаимодействием движущихся фаз и приводящими к росту энергетических потерь в проточной части турбины. Учет этих потерь в практике тепловых расчетов производится по-разному. Наиболее распространепным и простым является метод, основанный на применении опытного коэффициента К (или а). В этом случае к. п. д. ступени, работающей на влажном паре, определяется следующим образом [c.119]

Результаты расчета представлены на рис. 12.5 [19], где для трех значений переохлаждения построены зависимости интенсивностей конденсационного скачка от параметра D i pi i/pi M i. Можно видеть, что на участке ВС интенсивность конденсационных скачков падает с ростом Мь что соответствует данным эксперимента (рис. 12.2,6). Участок АВ отвечает сильному конденсационному скачку, совпадающему с адиабатическим. На участке АВ скорости за скачком дозвуковые. Точка В соответствует минимальному числу Маха перед скачком при данном переохлаждении. Следовательно, в соответствии с уравнением (12.56) существует некоторая запретная зона для возникновения конденсационных скачков. Таким образом, при lчисло Маха, отвечающее точке В) конденсационные скачки не могут стационарно существовать, так как нельзя перевести сверхзвуковой поток в дозвуковой только посредством подвода теплоты конденсации, т. е. не меняя знака воздействия на поток. Этот вывод совпадает с тем, который отмечался пртг анализе свойств энергетически неизолированных течений и тепловых скачков (гл. 2, 5). [c.327]

Одной из первых попыток оценить энергетический эффект формирования смешанных (вюртцит/сфалерит) нитридов А1, Ga, In явились расчеты [26] в рамках одномерной модели типа Изинга [27], где энергетические параметры заимствовались из зонных расчетов идеальных кристаллов (глава 1). [c.35]

Энергетические зоны а- Р-йзК4 приводятся на рис. 4.2. Валентная зона включает две подполосы занятых состояний, нижняя из которых (пшриной 4,10 эВ) сформирована в основном N2 -состояниями и отделена ЗЩ от верхней подполосы смешанного N2p—815,р, -типа. Диэлектрическая щель, согласно экспериментальным оценкам [30—32], составляет для P-SiзN4 величину 4,6— 5,5 эВ, что вполне разумно согласуется с данными неэмпирических расчетов, табл. 4.1. [c.86]

Смотреть страницы где упоминается термин Зоны энергетические расчеты : [c.231] [c.312] [c.225] [c.98] [c.343] [c.233] [c.165] [c.4] [c.11] [c.106] [c.273] [c.23] [c.347] [c.11] [c.12] [c.19] [c.43] [c.70] [c.73]

Теория твёрдого тела (1972) -- [ c.95 , c.101 , c.104 ]

ПОИСК

Расчет энергетический

Энергетические зоны

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...