Утечка вычисление

Поскольку давление (р) изменяется по длине трубопровода и профиль давлений, как правило, известен, давление в месте утечки можно определить, исходя из значения координаты утечки, вычисленного по формуле (8), [c.43]

Рассмотрим случай, когда резервуар, содержащий мгновенно испаряющуюся жидкость, пробит выше уровня жидкости. Даже небольшая утечка может привести к тому, что выброс пара при давлении в резервуаре будет продолжаться до тех пор, пока вся жидкость не испарится. Хотя при этом от окружающей среды подводится тепло, содержимое будет охлаждаться до температуры, зависящей от размера отверстий. Скорость истечения является функцией размера отверстия и давления в резервуаре. Поток может быть критическим. Это определяется значениями давления и местной скорости звука. Те же самые рассуждения можно применить и для случая разрыва патрубка, связанного с паровым пространством в резервуаре хранения. Вычисление скорости потока производится по стандартной методике. [c.82]

Вычисление сумм 2 всех ступеней удобно производить табличным способом. Следует иметь в виду, что утечка (или перетечка) через поршень ступени двойного действия и клапаны является местной и должна приниматься в расчет только при вычислении объема газа, поступающего в свою ступень. Утечка же через поршень одинарного действия и сальник вызывает паразитный поток, который до поступления в ступень, где она возникает, проходит через некоторые или все предыдущие ступени в зависимости от схемы компрессора. Порядок вычисления сумм 2 и значений коэффициентов Hyi дан в табл. II 1.2 для шестиступенчатого компрессора (рис. III.9). [c.87]

Вычисление коэффициентов утечки для шестиступенчатого компрессора (рис. III. 9) [c.88]

Обычно адиабатическим индикаторным к. п.д. пользуются для оценки работы одноступенчатых компрессоров без охлаждения, но он представляет интерес также в исследованиях многоступенчатых машин. В этом случае адиабатическую мощность компрессора определяют как сумму адиабатических мощностей всех ступеней, вычисленных с учетом температур всасывания, но без потерь давления при всасывании и нагнетании, т. е. по номинальным давлениям. Найденный таким образом адиабатический индикаторный к. п. д. не отражает влияния межступенчатого недоохлаждения газа, но лучше, чем изотермический к. п. д. определяет потери мощности вследствие сопротивлений в коммуникации, утечек газа и неблагоприятного теплообмена между газом и стенками цилиндра. [c.103]

Все значения v, скорректированные с учетом влияния физических свойств газа, сведены в табл. ХП.Ю там же дано вычисление коэффициентов утечки ку. [c.686]

Получив последнюю точку для построения изотермы адсорбции, сверяют баланс азота в установке. Для этого при открытом кране 1 и закрытом кране 8 убирают сосуд с жидким азотом и доводят адсорбент до комнатной температуры. При этом азот полностью десорбируется, давление в системе увеличивается. Давление измеряют и записывают. Определенное таким образом количество газа должно быть близким к сумме количества газа, поглощенного при получении последней точки изотермы адсорбции, и количества газа в непоглощенном остатке. Если расхождение лежит в пределах возможных ошибок измерений, это означает, что при вычислениях не допущено грубых ошибок и что пе произошло утечки газа. [c.125]

При построении можно определить снижение подачи 6(2 из-за запаздывания клапанов и, согласно формуле (4-64), определить вытесняемую подачу <3 . Как отмечалось, при больших значениях р часто приходится измерять —расход несжатой жидкости. Тогда величину (Зан вычисляют, пользуясь выражениями (4-78) и (4-77). Значения е , согласно формуле (4-67), выражают влияние на подачу насоса бQ запаздывания клапанов, утечек и сжимаемости Если вычислен по формуле (4-79), то каждую из величин, составляющих е , можно определить по отдельности и оценить относительно [c.346]

Формула (14.60) показывает, что при приближенном вычислении коэффициента относительного демпфирования С1 гидравлическое сопротивление трубопроводов не учитывается. Коэффициент относительного демпфирования 2, как видно из формулы (14.61), зависит от / а. а следовательно, и от гидравлического сопротивления трубопровода. Согласно соотношению (14.62), нестационарность гидравлического сопротивления трубопроводов проявляется в увеличении Таким образом, благодаря нестационарности гидравлического сопротивления трубопроводов увеличивается демпфирование гидропривода прн второй резонансной частоте. Роль гидравлического сопротивления трубопроводов в демпфировании гидропривода при первой и второй резонансных частотах возрастает с уменьшением переточек и утечек жидкости в насосе и гидромоторе. [c.432]

А. А. Григорьев полагал, что для предотвращения утечки необходимо выбирать диаметр отверстий меньшим на 10—20%, чем вычисленный по уравнению (217). Это уравнение относится только к случаю, когда отверстие не работает, так как при движении в нем газа условия работы его должны измениться. Оно не учитывает скорости газа в отверстиях. И. М. Аношин [17] составил уравнение с учетом движения газа в отверстиях сит. Он вводит, кроме упомянутых выше сил, силу, с которой пар сопротивляется движению жидкости в отверстиях, не рассматривая механизм этого воздействия, а пользуясь теоремой количества движения. [c.190]

Специальные опыты, проведенные при значительных величинах 6 , подтвердили вычисленные величины утечки. [c.66]

Если адиабатическую мощность многоступенчатого компрессора определить как сумму адиабатических работ всех ступеней, вычисленных по температуре всасывания этих ступеней без учета потерь давления прп всасывании и нагнетании, то найденный таким образом адиабатически-индикаторный к. п. д., хотя и не отражает влияния неполного межступенчатого охлаждения газа, но зато более отчетливо, чем изотермический к. п. д., выражает потери мощности вследствие сопротивлений на пути газа, его утечек и неблагоприятного теплообмена между газом и стенками цилиндров. [c.283]

Для анализа работы роторных гидромашин все потери в них (в зазорах) можно разделить на три группы потери на утечки жидкости из полостей с высоким давлением, потери на жидкостное трение и потери на сухое трение. Получим формулы для вычисления каждого из отмеченных видов потерь энергии. [c.137]

При расследовании должны быть воспроизведены режимы процессов и работы технологического оборудования, а также действия производственного персонала в период, предшествовавший взрыву или пожару. Кроме того, должны быть рассчитаны количество участвующих во взрыве горючих веществ и расположение эпицентра взрыва. При первоначальных взрывах в аппаратуре необходимо воспроизвести условия, при которых произошло образование взрывоопасных сред, а при взрывах в рабочих помещениях или наружных установках следует установить разгерметизированные участки в технологическом оборудовании, явившиеся первоисточниками утечки горючих продуктов в атмосферу. Расчетом определяют скорость утечки горючего продукта в атмосферу через разгерметизированный участок, которая должна соответствовать количеству участвовавшего во взрыве продукта, вычисленному по характеру разрущения. Взрыв в аппаратуре обнаруживается по характерным разрывам и деформации металла, вызванных превышением внутреннего давления или детонацией. [c.421]

Пожарная опасность промышленных предприятий, на которых производятся и потребляются горючие жидкости, определяется свойствами горючих веществ —концентрационными пределами воспламенения и температурой самовоспламенения паров. Эти свойства горючих жидкостей позволяют относить их в соответствии с действующими нормами и правилами к определенным категориям пожарной опасности. Такой подход к оценке пожарной опасности в определенной степени является формальным, так как пожарная опасность зависит не только от наличия горючих жидкостей с известными свойствам. , но и от целого ряда условий, непосредственно связанных с технологией данного производства. Пожар возникает, если на данном участке технологической линии в определепный момент возникает ситуация, которая характеризуется тремя факторами утечкой горючей жидкости из аварийного участка оборудования испарением жидкости и образованием взрывоопасной смеси паров с воздухом наличием источника зажигания. К пожару может привести только сочетание этих трех факторов. В связи с этим пожарную опасность производства или отдельной технологической линии более правильно оценивать не по свойствам горючей жидкости, а по вероятности возникновения аварийных ситуаций, характеризуемых наличием перечисленных выше факторов. Такая вероятностная оценка пожарной опасности представляет большие трудности, так как вычисление вероятности появления одновременно трех событий (утечки жидкости, ее испарения и наличия источника зажигания) требует многочисленных исходных данных, учитывающих надежность технологического оборудования, периодичность ремонта, число остановок и пусков техноло- [c.6]

Скорость парообразования и горения над резервуарами, из которых происходит утечка горючего, представляет большой практический интерес. Как следует из данных табл. 12.1, по объемной скорости испарения и скорости горения рассматриваемые горючие располагаются в следующей последовательности водород — метан — топливо ТС-1. Следовательно, для данного объема утечки керосиновое пламя будет существовать дольше, чем водородное пламя. Энергия теплового излучения от этих пламен может быть вычислена умножением скорости горения на плотность жидкости при нормальной температуре кипения на высшую удельную теплоту сгорания и на долю тепловой энергии, излучаемой пламенем в окружающее пространство. Вычисления (с использованием данных табл. 12.1) показывают, что излучаемая тепловая энергия может достигать 276 Вт/см с поверхности раздела жидкость — пар резервуара для водорода, 155 — для метана и 212 —для топлива ТС-1. Водородное пламя горячее углеводородного, но углеводороды будут продолжать гореть в 5—10 раз дольше, чем водород для эквивалентных объемов утечки. [c.621]

Действительно, важность этого фактора убедительно доказывается приводимыми ниже приближенными вычислениями. При течении через фильтр авиационного реактивного топлива проводимостью (после утечки заряда) 10 олГ лГ (см. [87, стр. 57]) объемный заряд легко может достигнуть 300 мкк/м . [c.162]

Следовательно, относительная утечка е обратно пропорциональна Ниже приводятся значения 1706 вычисленные для приведенных выше соотношений для уплотнений насосов с разными пл [c.109]

При вычислении на основании материалов испытаний, относящихся к режиму максимального к. п. д., утечку через зазоры не учитывают. Поэтому при выборе значения на основании [c.86]

Непрерывность типов насосов распространяется также и на конструкцию уплотнительных колец. Всякое отступление в элементах конструкций от единообразия вызовет некоторую неточность, которая, по-видимому, не будет превышать погрешность при вычислении величины утечки. [c.87]

Пренебрегая утечкой, вносим ошибку в вычисление углов р1 и ро> определяемых треугольниками скоростей Эйлера для нескольких линий тока. Этой неточностью можно пренебречь, так как у насосов обычной конструкции она не превышает 1° и имеет значительно меньшее значение, чем ошибка, вызванная допущением постоянства меридиональной скорости для разных линий тока. [c.88]

Этот вопрос усложняется влиянием тепла, вызванного трением на вязкость жидкости, что имеет существенное значение для вязких жидкостей при длинных дросселирующих поверхностях и малом зазоре. Вычисление утечки при этом становится ненадежным. [c.187]

Так, А. И. Степанов предложил следующую формулу для вычисления потерь от утечки через зазор [c.23]

Законы, открытые Фарадеем в 1833 г., строго выполняются для проводников второго рода. Наблюдаемые отклонения от законов Фарадея являются кажущимися. Они часто связаны с наличием неучтенных параллельных электрохимических реакций. Например, при электролизе раствора Na l количества образующихся NaOH и С1г меньше вычисленных по закону Фарадея вследствие частичного образования ионов СЮ", СЮГ и др. Отклонения от закона Фарадея в промышленных установках связаны с утечками тока, потерями вещества при разбрызгивании раствора и т. д. [c.387]

Теоретически могло испариться 44 т вещества, а около 80 т вещества осталось бы в жидком состоянии, если считать пренебрежимо малым количество вещества, присутствовавшего в виде капель. В качестве подтверждения приведем выдержку из работы [Sadee,1977] "На предприятии в Фликсборо около 120 т циклогексана содержалось в 5 реакторах и одном резервуаре, расположенном в конце цепи реакторов... После аварии содержание циклогексана в резервуарах составляло 80 т, т. е. во взрыве участвовало самое большее 40 т вещества". Таким образом, значение 45 т (здесь имеет место незначительное расхождение между результатами проведенных ранее вычислений и материалами [Sadee,1977]) можно полагать пределом величины утечки. Зная величину ТНТ-эквивалента наземного взрыва, равную 32 т, и величину утечки - 45 т, можно получить минимальное значение "выхода" энергии. Этот минимум составляет 32/450, или 7%, если считать 1 т циклогексана теоретически эквивалентной Ют ТНТ, Значение "выхода" энергии будет больше, если вычисление произвести для массы циклогексана в горючей части облака или если принять, что на момент взрыва процесс испарения не закончился, а также в случае некоторой комбинации этих возможностей. [c.346]

Воспользуемся методом разделения переменных, т. е. найдем решение системы (6.54), которое можно представить как произведение двух функций функции координат и функции энергии. Но разделение неременных можно получить только, когда граничные условия имеют соответствующую форму поэтому выше их выбрали специальным образом. Результаты, хотя и просты по форме, весьма важны для многих применений к расчету реактора. В применении к реальным системам серьезные трудности возникают лишь, когда транспортное сечепие (и, следовательно, длина экстраполяции) сильно зависит от энергии. Это может быть случай водородсодержащей среды (см. рис. 4.29). В таких случаях выбор единого значения длины экстраполяции во всем рассматриваемом интервале летаргии может привести к большим ошибкам в определении утечки нейтронов, летаргия которых заметно отличается от значения, соответствующего среднему г. Но даже в таких случаях часто пользуются этим приближением, чтобы упростить вычисления. [c.202]

Условия критичности (6.80) и (6.111) полезны при получении прикидоч-ных оценок концентрации топлива для данной геометрии реактора (и наоборот). При вычислениях такого рода в соответствии с предпосылками теории предполагают, что материалы гомогенно распределены в реакторе, хотя в действительности этого может и пе быть. Следует отметить, что рассматри- ваемые равенства трансцендентны относительно множителя 5 , входящего в выражение, определяющее вероятность того, что нейтрон избежит утечки нри замедлении g, и коэффициента размножения на быстрых нейтронах, так что решать их приходится методом подбора. В случаях, когда эти результаты могут оказаться полезными, например при расчете тепловых реакторов, коэффициент размножения на быстрых нейтронах близок к единице, так что в нервом приближении удобно положить е = 1, а когда В определится из условия критичности, в результат внести поправку. [c.211]

Если бы реактор не имел отражателя, можно было бы воспользоваться непосредственно равенством (6.80) для определения критической концентрации топлива. Поскольку в данном случае есть отражатель, необходимо видоизменить это соотношение, чтобы учесть влияние отражателя. В гл. 1 было показано, что назначение отражателя состоит в том, чтобы уменьшить утечку нейтронов из активной зоны и, следовательно, понизить критическую концентрацию топлива в системе. Ясно, что, если отражатель совсем не принимать во внимание, оценка критической концентрации топлива может оказаться слишком завышенной. Нужно попытаться произвести более точные вычисления. Для этого можно воспользоваться эквивалентным реактором без отражателя. Определим размеры цилиндрического реактора без отражателя, который становится критическим при той же концентрации топлива, как и действительный реактор с отражателем. Понятно, что эта эквивалентная система без отражателя должна иметь в точности такую же геометрию тепловыделяющих элементов и такое же распределение нетопливных компонентов, как и реальная система. Если бы удалось как-то оценить размеры системы без отрая ателя, то можно было бы воспользоваться равенствами (5.204) и (6.80) для вычисления критической концентрации. Соответствующий метод — метод эффективной добавки — рассмотрен в общей теории многозонных реакторов (гл. 8). Этот метод позволяет оценить увеличение размеров при переходе от системы с отражателем к системе без отражателя при условии, что обе системы критичны прп одной и той же концентрации топлива. [c.229]

Третий член равенства (7.4), который представляет собой потери нейтронов из элемента йгйй из-за утечки через границы dr, может быть вычислен детальным подсчетом нейтронов, проходящих через поверхность элемента объема dr dxdydz, показанного на рпс. 7.2. Для удобства вычислений этот элемент выбран так, что его поверхности параллельны осям декартовой системы координат. [c.237]

Определим ф , используя результаты вычислений утечки нейтронов для уравнения (7.4). Если заметить, что ф (ж, х) = и (а , д,) (у. 1), то очевидно, что ф (ж, [х) [х( [х есть число нейтронов, проходящих в единицу времени через единичную площадку, нормаль которой совпадает с осью х, в на-правленни под углом к оси а , косинус которого равен [х, в интервале [х. [c.247]

Такпм образом, при вычислении утечки нейтронов из объема V, имеющего площадь поверхности Л, можно использовать соотношение типа [c.317]

Из этого выражения следует, что прп определении утечки можно допустить относительно большую ошибку п пространственном распределении нейтронов по малой части объема, например около границ (рис. 8.12). Это следует из того факта, что условие (8.81) представляет собой соотношение интегрального типа. С другой стороны, условие непрерывности нейтронного потока хотя физически и приемлемо, но не всегда достаточно хорошо при расчетах, например прп использованпп диффузионного приближения для вычисления распределения потока. [c.317]

Из этого можно сделать вывод, что в устойчивом состоянии общее число нейтронов, производимых при делении, не зависит от распределения запаздывающих нейтронов тем пе менее энергетический спектр нейтронов деления, вообще говоря, зависпт от свойств запаздывающих нейтронов. Так что если средняя анергия нейтронов, даваемых предшественниками, отличается от средней энергии мгновенных нейтронов, то этот эффект при точном расчете должен приниматься во внимание. В действительности некоторое различие между средними энергиями мгновенных и запаздывающих нейтронов имеется (см. табл. 9.1), но эта разница пе существенна с точки зрения вычисления утечки в надтепловой области и поглощения для теплового реактора. В анализе, проводимом ниже, эффект пе учитывается. [c.417]

При расчете этой системы использовалось 29 групп по летаргии для падтепловых нейтронов, а тепловые нейтроны учитывались тепловой группой, энергия которой соответствовала 84° С. Расчетный шаг по пространству был выбран равным 0,754 см, что соответствует 16 расчетным точкам в активной зоне и 14 — в отражателе. Результаты этих вычислений приведены в табл. 12.2. Этот в некотором отношении предельный случай был выбран для того, чтобы нагляднее подчеркнуть разницу между диффузионно-возрастной моделью и моделью Гёрцеля — Селенгута. Так как реактор очень мал, утечка нейтронов в общем нейтронном балансе играет весьма сущест- [c.563]

Пренебрегая незначительными утечками через неплотности, можно считать, что массовые подачп, вычисленные по условиям всасывания и нагнетания в машинах любого типа, одинаковы. Объе.мные же одинаковы только в насосах — машинах, подающих практически несжимаемую среду, и приблизительно одинаковы в вентиляторах. В компрессорах в зависимости от создаваемого ими давления объемная подача при нагнетании. меньше, че.м при всасывании, вследствие существеииого изменения удельного объема при повышении давления газа. [c.22]

Как показали вычисления, для контролируемого участка длиной 10 км расчетная погрешность обнаружения места утечки не превысит 5м, при времени обнаружения не бо.г1ее 5 минут. Следует так же отметить, что используя оба метода совместно можно определить координаты не только больших утечек, по и малых, возникающих на ранних стадиях развитая повреждений. Таким образом, применение предлагаемого комплекса методов позволяет оперативно обнаруживать возникающие утечки и их местонахождение, отключить нагнетание давления в трубопроводе и таким образом не допустить повышения давления внутри оболочки до критического значения. [c.44]

Удаление радиоактивных ксенона и криптона иэ смесей с другими газами представляет определенный интерес для ядерной индустрии. Возможность осуществления удаления путем избирательного проникания через мембраны иа силиконового каучуаз. изучалась Комиссией США по атомной энергии, и подробная информация об экспериментальных результатах и экономике процесса содержится в работах /72-75/. Процесс очистки от загрязнений можно применять для следующих газов а) воздуха помещений, в которых установлены ядерные реакторы, после случайной утечки продуктов распада б) газовых отходов из установок для обработки истощенного реакторного топлива в) газов, которые используются для создания защитной оболочки в некоторых типах ядерных реакторов (например, таких, как охлаждаемые расплавами солей или натрием реакторы с расширенным воспроизводством ядерного топлива, которые непрерывно выделяют газообразные продукты деления). На фиг. 18 показана схема газоразделительной установки для извлечения ксенона и криптона из аргоновой защитной оболочки охлаждаемого натрием реактора на быстрых нейтронах мощностью 1000 МВт. Через установку необходимо непрерывно пропускать небольшой поток защитного газа, удаляя иэ него значительное количество радиоактивных благородных газов, образующихся в качестве продуктов деления, чтобы стало возможным возвращение более 90% питательного газового потока в реактор или выпуск его в атмосферу. Выходящий из верхней части газоразделительной установки газ, содержащий концентрированный ксенон и криптон, сжимают до 155 ати и отправляют в обычный цилиндрический резервуар. Производительность, размер и затраты на установку дпя трех скоростей выделяемого газа, вычисленные в работе /75/, приведены в табл. 6. Значения скорости соответствуют рециркуляции 90,99 и 99,8% питательного потока после снижения радиоактивности возвращаемого газа до приемлемого уровня. [c.361]

Вычисление длительности периода испытаний основано на допустимой потере воздуха 0,001 м /мин на 1 м внутренней поверхности трубы со следующими ограничениями нижний предел допускаемой утечки воздуха должен составлять 0,056 м мин, а общая допустимая утечка не должна превышать 0,098 м /мин в любой испытываемой секции (нормы ASTM С828—75Т). Следующие формулы определяют длительность периода проведения испытания. Для труб одного диаметра [c.276]

Тепловой поток от пламени к резервуарам зависит от многих факторов и не может быть вычислен аналитическим путем с достаточной степенью точности. Для определения теплового потока или коэффициента теплообмена обыч1но проводят специальные опыты. В Великобритании было установлено, что количество тепла, поступающее в резервуар, полностью охваченный пламенем, составляет около 65 кВт/м2. Однако в этих опытах тепловой поток определяли при непрерывном перемешивании жидкости в резервуаре специальными циркуляционными насосами. Кроме того, рассматривался только один вариант теплообмена, при котором весь резервуар был охвачен пламенем. В условиях реальных пожаров подобный случай наблюдается сравнительно редко, так как пламя, как правило, охватывает лишь часть резервуара в том месте, где праисходит утечка жидкости. Истечение горящей струи жидкости, как было указано выше, возникает при пробое фланцевых соединений трубопроводов, задвижек и т. п. Обвязка современных резервуаров арматурой производится таким образом, что подводка трубопроводов, расположение замерных устройств, предохранительных клапанов, задвижек, пробоотборных кранов и другой арматуры проводится, как правило, с одной стороны резервуара. Поэтому в случае пожара (при пробое фланцевых соединений, разрушений измерительных трубок и т. д.) пламенем омывается только торцевая часть резервуара, где [c.39]

Выключают напряжение накала лампы и измеряют ток сетки / с в момент, когда ток анода лампы станет равным нулю. Если вычисленное значение составляющей тока утечки окажется равным или больше значения тока сетки, измеренного при включенном напряжении накала, то значение последнего считают током утечки. Для определения термоэлектронной составляющей тока сетки сопоставляют значение тока сетки, измеренное при отрицательном напряжении сетки, при котором ток анода близок к нулю, со значением тока сетки, измеренным в обычном режиме. Разность между меньшим значением и током утечки считается величиной термотока сетки. Значение ионной составляющей тока сетки определяют как разность измеренного тока сетки и составляющей тока утечки при заведомо малых значениях термоэлектронного тока. Если значение термоэлектронного тока сравнимо с величиной ионного тока, вначале производят измерение тока сетки, а затем, разрывая цепь катода испытываемой лампы, непосредственно после разрыва производят второй отсчет тока сетки. Разность между значениями тока сетки до и после разрыва катодной цепи равна значению ионного тока (приближенно). Вышеуказанные методы измерения тока управляющих сеток обеспечивают измерение величины тока более 5-10 А, причем метод непосредственного отсчета применяют во всем диапазоне токов. Метод стабилизации напряжения на электроде в основном применяют при измерении тока более 10- 2 А, а методы отрицательной обратной связи, компенсации и изменения тока анода — при измерении тока менее 10" А. Ток управляющих сеток может иметь как прямое направление, соответствующее напрдвлению электронного тока (прямой ток сетки), так и обратное [c.239]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология