цилиндрический линейный индукционный насос

Формула изобретения

Цилиндрический линейный индукционный насос, содержащий канал с жидким металлом, внутренний и наружный магнитопроводы, в пазах наружного магнитопровода уложена трехфазная обмотка возбуждения с постоянным числом витков в каждой катушке, выполненная со сдвигом фазных зон на парах полюсов по длине наружного магнитопровода, отличающийся тем, что при числе пар полюсов более единицы катушки трехфазной обмотки возбуждения, принадлежащие фазным зонам у каждой последующей пары полюсов, после первой пары полюсов смещены относительно предыдущей пары полюсов на длину фазной зоны в направлении движения жидкого металла.

Описание изобретения к патенту

Изобретение относится к МГД-технике. Оно может быть использовано в линейных индукционных насосах для перекачивания жидких металлов в атомной энергетике в реакторах на быстрых нейтронах, а также в химической и металлургической отраслях промышленности.

Известны конструкции цилиндрических линейных индукционных насосов (в книге В.А.Глухих, А.В.Тананаев, И.Р.Кириллов. Магнитная гидродинамика в ядерной энергетике. Москва, Энергоатомиздат, 1987). Основными узлами насосов являются индуктор с трехфазной обмоткой, линейный канал кольцевого сечения, охватывающий внутренний магнитопровод. Трехфазная обмотка создает бегущее магнитное поле вдоль кольцевого канала, при взаимодействии которого с индуктированными в жидком металле токами возникает электромагнитная сила, перемещающая жидкий металл в канале насоса.

Известно также (в статье Н.Araseki, I.R.Kirillov, G.V.Preslitsky, A.P.Ogorodnikov. Magnetohydrodynamic instability in annular linear induction pump. Part I. Experiment and numerical analysis. Nuclear Engineering and Design, № 227, 2004, pp. 29-50), что при работе насоса в области произведения магнитного числа Рейнольдса R_m и скольжения s больше единицы в выходных параметрах насоса: давлении, расходе, токах и напряжении появляются низкочастотные 0,1-5 Гц пульсации, которые связаны с неустойчивостью неоднородного профиля скорости и образованием вихревого течения в канале. Здесь: магнитное число Рейнольдса, s - скольжение, - магнитная проницаемость, - электропроводность жидкого металла, - круговая частота, - полюсное деление, b - высота канала, - высота немагнитного зазора. Для избежания неприятных явлений, связанных с неустойчивостью течения в канале, и расширения диапазона устойчивой работы насосов было предложено уменьшить частоту питания насосов до 10-20 Гц, однако, как показали проведенные в последние годы исследования, при этих частотах становятся опасными пульсации давления с двойной частотой источника питания, которые могут достигать 30% и более от развиваемого давления и могут вызывать резонансные явления. Заметим, что пульсации давления с двойной частотой источника питания достигают максимального значения в области произведения магнитного числа Рейнольдса R _m и скольжения s меньше единицы, , где имеет место однородное распределение скорости в канале и выбирается рабочая точка насоса.

Известно из авторского свидетельства №1151175, БИ №29, 1991 г., что для подавления и снижения низкочастотных пульсаций и устранения неустойчивой работы насосов используют фазовый сдвиг волн линейной токовой нагрузки по длине насоса на отдельных парах полюсов на углы, кратные фазной зоне или на углы, меньшие 60° ( <60°) в фазной зоне. Использованием указанных методов фазового сдвига волн линейной токовой нагрузки удается снизить низкочастотные пульсации в насосах, если рабочая точка насоса находится в области , но при этом с ростом угла сдвига снижается кпд насоса.

Известен также, принимаемый за прототип, цилиндрический линейный индукционный насос (авторское свидетельство №782690, БИ №3, 1982 г.), в котором фазные зоны сдвинуты по всей длине насоса одна относительно другой на угол ±120°, что соответствует сдвигу фазных зон на величину, кратную двум или пяти фазным зонам на каждой последующей паре полюсов относительно предыдущей пары полюсов.

Недостатком указанного насоса является то, что он, хотя и подавляет низкочастотные пульсации в области неоднородного течения , но существенно снижает эффективность насоса в области , где имеет место однородное течение и выбирается номинальная рабочая точка насоса. Кроме того, как было установлено нами экспериментально, возрастает величина пульсаций давления с двойной частотой источника питания при фазовом сдвиге на угол ±120° по сравнению с насосом без фазового сдвига волн линейной токовой нагрузки.

Изобретение направлено на решение задачи уменьшения пульсации давления с двойной частотой источника питания, повышения развиваемого давления и коэффициента полезного действия насоса в области однородного течения за счет смещения фазных зон на парах полюсов по длине насоса и полезного использования полей продольного концевого эффекта, образующихся на границах разрыва волн линейной токовой нагрузки.

Это достигается тем, что в известном цилиндрическом линейном индукционном насосе, содержащем трехфазную обмотку возбуждения с постоянным числом витков в каждой катушке, выполненную с фазовым сдвигом волн линейной токовой нагрузки на парах полюсов по всей длине насоса, при числе пар полюсов более единицы, катушки обмотки возбуждения, принадлежащие фазным зонам у каждой последующей пары полюсов, после первой пары полюсов, сдвинуты относительно предыдущей пары полюсов на длину фазной зоны в направлении движения жидкого металла для снижения пульсаций давления с двойной частотой источника питания и увеличения кпд насоса в области однородного течения .

Как показали экспериментальные и теоретические исследования интегральных характеристик и пульсаций давления с двойной частотой источника питания цилиндрического линейного индукционного насоса со сдвигом фазных зон на парах полюсов по длине насоса на величину фазной зоны в соответствии с предлагаемым техническим решением обеспечивается увеличение развиваемого электромагнитного давления, повышение кпд насоса и снижения пульсации давления с двойной частотой источника питания в области по сравнению с прототипом, имеющим фазовый сдвиг на ±120° на парах полюсов, также и с насосом без фазового сдвига, имеющего "гладкую" волну линейной токовой нагрузки.

На фиг.1 показан продольный разрез цилиндрического линейного индукционного насоса, на фиг.2 показана схема соединения обмотки со сдвигом фазных зон по длине согласно предлагаемому техническому решению, на фиг.3 показаны волны линейной токовой нагрузки, создаваемые обмоткой, изображенной на фиг.2. На фиг.4 представлены напорно-расходные характеристики насоса ЦЛИН-1,5/430 при одном и том же напряжении питания со сдвигом фазных зон по длине согласно предлагаемому техническому решению, а также со сдвигом ±120° по прототипу и без фазового сдвига.

На фиг.5 показана зависимость кпд указанного насоса от скольжения при фазовом сдвиге на ±120° согласно прототипу и согласно предлагаемому техническому решению, а также без фазового сдвига.

На фиг.6 показана зависимость относительной амплитуды пульсаций давления с двойной частотой источника питания от скольжения для указанных вариантов фазового сдвига и без него.

Индукционный насос, показанный на фиг.1, содержит наружный магнитопровод 1, в пазах которого уложена трехфазная обмотка 2. Внутренний магнитопровод 3 охвачен наружной тонкостенной обечайкой 4 и внутренней тонкостенной обечайкой 5, охватывающей внутренний магнитопровод. Обечайки, наружная 4 и внутренняя 5, образуют кольцевой канал 6.

Схема соединения обмотки с числом полюсов и числом пазов на полюс и фазу q=2 показана на фиг.2. Фазные зоны AZBXCY у всех трех пар полюсов, полюсные деления ₁, ₂; ₃, ₄; ₅, ₆ состоят из двух катушек. Первая пара полюсов ₁, ₂ имеет порядок чередования фазных зон AZBXCY, на второй паре полюсов _{3, 4} фазные зоны сдвинуты на длину, фазной зоны по ходу движения жидкого металла (бегущего магнитного поля) и имеют порядок чередования фазных зон YAZBXC, на третьей паре полюсов ₅, ₆ фазные зоны сдвинуты также на длину фазной зоны по отношению ко второй паре полюсов и имеют порядок чередования фазных зон CYAZBX. На фиг.3 показаны волны линейной токовой нагрузки, создаваемые такой обмоткой для момента времени t, когда ток в фазе А близок к максимальному.

При включении напряжения на обмотку насоса 2 в кольцевом канале 6 между наружным 1 и внутренним магнитопроводом 3 образуется бегущее магнитное поле, под воздействием которого в жидком металле в кольцевом канале 6 возникают кольцевые токи, при взаимодействии этих токов с приложенным магнитным полем возникает осевая электромагнитная сила, перемещающая жидкий металл от входа к выходу. При движении жидкого металла в местах разрыва волн линейной токовой нагрузки на фиг.3 образуются магнитные поля продольного концевого эффекта со спадающими амплитудами, бегущими в направлении движения и против движения жидкого металла. Поля, бегущие против движения жидкого металла, затухают быстро и не оказывают существенного воздействия на жидкий металл, а поля, бегущие в направлении движения жидкого металла, затухают более медленно и оказывают ускоряющее воздействие на жидкий металл и способствуют созданию дополнительного усилия.

Как установлено авторами изобретения экспериментально и теоретическим путем, максимальное увеличение развиваемого давления в области однородного течения при имеют место при сдвиге фазных зон на парах полюсов только на величину фазной зоны в соответствии с предлагаемым техническим решением. Кроме того, использование предлагаемого технического решения приводит к увеличению кпд и снижению пульсаций давления с двойной частотой источника питания в области однородного течения по сравнению с прототипом и даже "гладкой" волной линейной токовой нагрузки.

На фиг.4 показаны напор-расходные характеристики насоса ЦЛИН-1,5/430, снятые при частоте 50 Гц, U=250 В и 30 Гц, U=160 В на натрии при температуре 210°С для обмотки, выполненной по предлагаемому техническому решению и по прототипу, а также для обмотки с "гладкой" волной линейной токовой нагрузки, т.е. без фазового сдвига. Насос имел число полюсов 2р_п=6, q=2, номинальный расход 430 м ³/ч и давление 1,5 кГс/см² при f=50 Гц. Как видно из фиг.4, максимальное развиваемое насосом давление при одном и том же напряжении питания U=250 В для f=50 Гц и U=160 В для f=30 Гц имеет место в области однородного течения при сдвиге фазных зон на полюсных делениях на величину фазной зоны по сравнению с прототипом и даже "гладкой" волной линейной токовой нагрузки. Следует отметить, что сдвиг на отдельных парах полюсов не приводит к заметному увеличению развиваемого давления по сравнению прототипом и "гладкой" волной.

На фиг.5 представлены зависимости кпд от расхода для данного насоса и исследованных характеристик. Как видно из фиг.5, использование предлагаемого технического решения приводит к росту кпд насоса в области однородного течения , где обычно выбирается рабочая точка насоса, на приблизительно 3-8% по сравнению с "гладкой" волной линейной токовой нагрузки и прототипом.

На фиг.6 представлено среднее значение амплитуды двойных пульсаций давления, измеренных пятью пьезодатчиками, установленными на входе и выходе насоса, и отнесенной к электромагнитному давлению p_эм= p+ p_г, равному сумме развиваемого давления p и гидравлических потерь в канале p_г, определенных экспериментально в отсутствии магнитного поля.

Как видно из фиг.6, использование сдвига фазных зон на парах полюсов на величину фазной зоны по предлагаемому техническому решению приводит к снижению уровня пульсаций давления с двойной частотой источника питания по сравнению с прототипом и "гладкой" волной линейной токовой нагрузки.

Таким образом, использование в насосе индуктора с обмоткой по предлагаемому техническому решению позволяет снизить пульсации давления с двойной частотой источника питания по сравнению с прототипом и "гладкой" волной линейной токовой нагрузки в области , где выбирается рабочая точка насоса, что очень важно при эксплуатации насосов в основных контурах и системах аварийного расхолаживания реакторов на быстрых нейтронах.