星表核反應堆電源系統(tǒng)熱工概念設計

葛攀和，郭 鍵，高 劍，胡 古

（中國原子能科學研究院，北京 102413）

星表核反應堆電源系統(tǒng)熱工概念設計

葛攀和，郭 鍵，高 劍，胡 古

（中國原子能科學研究院，北京 102413）

在調(diào)研國外研究的基礎上，針對一個星表核反應堆電源系統(tǒng)進行了熱工概念設計，就該系統(tǒng)開展了穩(wěn)態(tài)和熱管失效工況下的熱工分析。系統(tǒng)采用液態(tài)金屬鋰熱管冷卻堆芯，自由活塞式斯特林發(fā)電機熱電轉換、汞熱管輻射器廢熱排放的設計，鋰熱管將熱量從堆芯導出，通過鉬錸合金固體換熱器與斯特林熱端連接進行熱電轉換，廢熱通過汞熱管輻射器排出。熱工分析結果表明，在系統(tǒng)正常功率輸出時，燃料芯塊、包殼及其他結構材料溫度均低于限值；當堆芯某一位置處熱管發(fā)生失效，在不降低輸出功率的情況下，其余熱管仍能將堆芯熱量導出，滿足熱工設計準則。該系統(tǒng)采用熱管冷卻堆芯，固體換熱器實現(xiàn)斯特林與熱管熱交換的設計，具有非能動、可避免單點失效等優(yōu)點。

星表核反應堆電源；固體換熱器；斯特林；鋰熱管；汞熱管輻射器

1 引言

隨著深空探測技術的發(fā)展，深空探測任務首先需要解決的就是能源動力問題，星表基地所需電功率一般為10～100 kWe，壽期在5年以上［1］，且要求能源系統(tǒng)具有高安全、長壽命、高比功率和高環(huán)境適應性、能夠在極端環(huán)境條件下長期運行的特點。與化學電源、太陽能電源以及同位素電池相比，核反應堆電源系統(tǒng)具有功率大、效率高、壽命長且環(huán)境承受能力強的優(yōu)點，是星表基地及其他深空探測任務中的最理想可靠的方案之一。

美國從上個世紀60年代開始研究發(fā)展了多型可用于深空探測任務及星表基地使用的空間核反應堆電源系統(tǒng)，其中最具有代表意義的為SNAP系列［2］、SP-100系列等［3］。之后陸續(xù)提出了HPS［4］、HOMER［5］、SAIRS［6］、HP-STMCs［7］、SCoRe［8］、AFSPS［1］等電源系統(tǒng)方案。其中，HPS和HOMER是火星表面基地用熱管冷卻型的核反應堆電源系統(tǒng)。AFSPS［1］以降低研發(fā)風險及成本為設計理念，是一個可提供低溫、高性能、低重量的電源供應系統(tǒng)。在設計中采用冗余配置及平行冷卻劑回路，在發(fā)生單點失效時系統(tǒng)還可繼續(xù)在低功率水平下運行，是目前美國星表核反應堆電源研究的重點。俄羅斯在上世紀90年代以后著重開展了布雷頓循環(huán)動態(tài)熱電轉換的空間反應堆電源設計，但由于經(jīng)費縮減，只能在科學研究范疇開展。現(xiàn)階段俄羅斯主要致力于開發(fā)用于行星之間的載人或無人任務的兆瓦級空間核動力飛行器［9］。

本文在調(diào)研國外星表基地用核反應堆電源設計特點的基礎上，提出電功率為40 kWe、采用高溫熱管冷卻堆芯的星表基地用核電源方案，并通過熱工計算證明該方案的合理性和可行性。

2 系統(tǒng)方案

星球表面核反應堆電源采用鋰熱管導出堆芯熱量、自由活塞式斯特林發(fā)動機進行熱電轉換。系統(tǒng)設計熱功率為180 kW，斯特林發(fā)電機熱端溫度為1300 K，冷端溫度為700 K，電功率為48 kWe，效率為26.7%，考慮傳輸損耗及系統(tǒng)自耗電后，可提供40 kWe電功率給負載。斯特林熱端與堆芯鋰熱管之間采用鉬錸合金固體換熱器連接。系統(tǒng)的廢熱由汞熱管輻射器排放，汞熱管與斯特林冷端同樣采用固體換熱器連接。整個系統(tǒng)壽期為8年，系統(tǒng)結構緊湊，采用熱管導熱和固體換熱器的設計極大地提高了系統(tǒng)的固有安全性。

2.1 堆芯設計

系統(tǒng)采用熱管冷卻的堆芯設計，堆芯熱量由36根鉬錸合金管壁的鋰熱管導出。燃料采用技術成熟的UO2燃料，富集度90%，密度10 420 kg／m3（95%理論密度）。燃料元件直徑18.2 mm，長度388 mm，包殼厚度為0.5 mm。燃料芯塊直徑17.1 mm，芯塊與包殼之間填充氦氣。包殼采用Nb-1Zr合金，考慮到芯塊與包殼的相容性，在包殼內(nèi)壁涂有Re作為襯層。熱管與燃料元件以正三角形柵格排布，燃料元件與燃料元件或燃料元件與熱管之間的圓切三棱柱形空間填充Nb-1Zr合金，在一定程度上增強了燃料元件與熱管的換熱。反射層采用BeO，軸向上分為三段，中間為圓柱形，上下為圓臺形，熱管從上端反射層穿出。圖1給出了熱管式反應堆橫向示意圖。

采用熱管冷卻堆芯優(yōu)勢在于高的可靠性。每個燃料元件與兩根熱管相鄰，其中一根熱管失效后，熱量可以由另一個熱管全部導出，盡管燃料芯塊與結構材料溫度會有所上升，但仍在限值以下。

2.2 換熱器設計

反應堆系統(tǒng)堆芯采用鋰熱管冷卻，鋰熱管冷凝端與斯特林熱端通過一個鉬錸合金固體換熱器相連接，通過鉬錸合金換熱器將熱量傳導至斯特林熱端進行熱電轉換。

輻射器熱管采用汞作為工質(zhì)，汞熱管蒸發(fā)端與銅換熱器相連接。整個銅換熱器套在斯特林冷端，與斯特林冷端連為一體。銅換熱器將熱量傳導至汞熱管蒸發(fā)端，通過汞熱管輻射器排放。

整個換熱系統(tǒng)的結構如圖2所示。斯特林發(fā)電機的熱端頭直接嵌入至鉬錸合金換熱器中，冷端與銅換熱器相連接。每四個斯特林發(fā)動機為一組，兩兩反向布置，單臺斯特林電功率6 kWe，考慮傳輸損耗以及系統(tǒng)自耗電情況，核電源系統(tǒng)需要2組共8個斯特林發(fā)動機才可以滿足40 kWe的發(fā)電功率要求。兩組斯特林發(fā)動機采用上下平行對齊的方式布置，從堆芯出來的熱管將同時與兩組鉬錸合金換熱器接觸，將熱量傳導至8臺斯特林。汞熱管同樣與上下兩個固體換熱器相接觸，將廢熱導出。采用反向?qū)ΨQ布置可以確保斯特林運動時機械平衡、減小振動、具有冗余性、可避免單點失效。

3 系統(tǒng)熱工概念設計

3.1 計算方法

根據(jù)物理計算所確定的結構，堆芯共布置90根燃料元件，36根熱管。燃料元件和熱管固定在鈮鋯合金基體上的定位孔道中，鈮鋯合金基體外包一層鈮鋯合金包殼作為堆芯筒體。鋰熱管設計采用環(huán)隙型絲網(wǎng)結構，熱管冷凝段與鉬錸合金熱交換器連接。輻射器熱管采用汞作為工質(zhì)，設計同樣采用環(huán)隙型絲網(wǎng)結構。汞熱管蒸發(fā)段與銅熱交換器連接，冷凝段連接輻射器。斯特林電機熱端溫度1300 K，冷端溫度700 K，作為初始計算的溫度邊界。使用計算流體動力學仿真軟件ANSYS-CFX 14.5，軟件采用有限體積法進行熱工流體力學計算，模擬得到穩(wěn)態(tài)的各項參數(shù)分布。

在初始計算時保持斯特林熱端溫度為1300 K不變，相應計算鋰熱管冷凝段、蒸發(fā)段溫度分布，將蒸發(fā)段溫度分布作為堆芯熱管恒溫邊界進行堆芯溫度分布計算。利用堆芯計算結果，計算出不同位置處每個熱管的熱流密度及相應熱管的蒸發(fā)段溫度，再次計算鋰熱管冷凝段溫度，將鋰熱管冷凝段溫度作為鉬錸合金換熱器輸入邊界計算斯特林熱端溫度。如此不斷循環(huán)迭代直到斯特林熱端溫度保持在1300 K左右不變，計算終止。計算流程見圖3。以下的計算結果均為進行三次迭代計算之后相應的溫度分布。

3.2 熱排放系統(tǒng)熱工計算結果

斯特林冷端平均溫度為700 K，Hg熱管排放廢熱總功率132 kW，平均每根熱管廢熱排放功率為3300 W，計算結果如圖4所示。斯特林冷端最遠的Hg熱管蒸發(fā)段平均溫度為620 K，依次往里為628 K，最靠近斯特林冷端的熱管蒸發(fā)段平均溫度為633 K，保守起見，取Hg熱管蒸發(fā)段的溫度為620 K進行熱管冷凝段溫度以及輻射器溫度計算。

熱管的溫度采用等效傳熱熱阻的方法［10］計算，計算得到熱管冷凝段平均溫度為609 K。考慮到各組件傳熱中的損失量，輻射器的散熱功率定為132 kW。

輻射器翅片溫度分布如圖5所示。輻射器翅片的最低溫度為587 K，平均溫度為600 K。考慮到輻射器與熱管冷凝段之間的焊接等其它接觸熱阻以及輻射器的失效，并留一定的裕度，最終確定輻射器的散熱面積為30 m2，質(zhì)量約為100 kg。整個熱排放系統(tǒng)的熱工參數(shù)如表1所示，熱排放系統(tǒng)采用了保守的計算，留有一定的裕量。熱排放系統(tǒng)最大的溫差出現(xiàn)在斯特林冷端換熱器部分，減小這部分溫差將有助于提高輻射器的平均溫度，大大減小輻射器和全系統(tǒng)的質(zhì)量。

表1 熱排放系統(tǒng)熱工參數(shù)Table 1 Parameters of waste heat rejection system

3.3 堆芯熱工計算結果

根據(jù)反應堆的對稱性，取六分之一堆芯進行堆芯穩(wěn)態(tài)熱工計算。當堆內(nèi)某一位置處熱管失效時，取全堆模型進行堆芯熱管失效工況計算。堆芯燃料的功率由物理計算給出。根據(jù)燃料在堆芯中的不同位置，對燃料進行分組。同時根據(jù)堆芯的對稱性，以及熱管在鉬錸合金熱交換器中位置的不同，將堆芯內(nèi)熱管共分為6類，通過對每一類熱管在換熱器中合理的布置使得換熱器的溫度分布盡可能得均勻，同時也使得對稱位置斯特林發(fā)電機受熱條件一致，進而保證系統(tǒng)的穩(wěn)定性。計算得到鉬錸合金熱交換器的溫度分布見圖6。

圖6的計算結果表明四個斯特林熱端溫度分布較為一致，其平均溫度都保持在1301 K左右。計算得到堆芯內(nèi)每組熱管的冷凝段和蒸發(fā)段平均溫度如表2所示，每組熱管由于在換熱器和堆芯中位置不同，其換熱量以及溫差也有所不同，堆芯不同位置處熱管蒸發(fā)段的溫度最大相差26 K，溫度分布相對比較均勻。

表2 鋰熱管平均溫度Table 2 Average temperature of lithium heat pipes

在堆芯熱工計算過程中，六分之一堆芯左右兩側設為對稱邊界，堆芯上下表面均采用絕熱邊界。保守起見，堆芯筒體外側設為絕熱邊界。鋰熱管采用擬合的恒溫邊界，氦氣間隙采用薄材料邊界設定。經(jīng)過三次迭代之后計算結果如圖7所示。

結果表明堆芯燃料芯塊最高溫度為1722 K，包殼最高溫度為1588 K，氦氣間隙溫降約為20 K左右，堆芯最高溫度低于燃料元件溫度限值。

當堆芯內(nèi)某一位置處的熱管失效時，熱量將無法從此熱管導出，在計算中較為保守地將失效熱管的邊界條件設為絕熱，分別計算幾個位置處熱管失效后堆芯內(nèi)的溫度分布。

假設中心1號熱管失效，保守認為該熱管的邊界絕熱，計算結果表明燃料的最高溫度為1820 K，包殼的最高溫度為1681 K，低于燃料和包殼的溫度限值，反應堆仍可在不降低輸出功率的情況下繼續(xù)工作。堆芯溫度分布見圖8。

假設中心2號熱管失效，同樣保守地將該熱管的邊界設為絕熱進行計算。計算結果表明燃料的最高溫度為1823 K，包殼的最高溫度為1685 K，低于燃料和包殼的溫度限值，堆芯溫度分布見圖9。

假設6號熱管失效，同樣設置該熱管的邊界為絕熱，計算表明燃料的最高溫度為1800 K，包殼的最高溫度為1651 K，低于燃料和包殼的溫度限值。堆芯溫度分布如圖10所示。

假設全堆外圍六個5號熱管全部失效，計算結果表明，在此情況下，燃料的最高溫度為1880 K，包殼的最高溫度為1758 K。燃料元件與燃料元件或燃料元件與熱管之間的圓切三棱柱形空間填充的Nb-1Zr合金的最高溫度為1751 K，燃料溫度和結構材料溫度均在可接受的范圍內(nèi)，計算結果見圖11。

表3列出了整個熱管反應堆堆芯熱工計算參數(shù)，包括正常運行工況和單根熱管失效工況下堆芯燃料和包殼的最高溫度。

表3 堆芯熱工參數(shù)Table 3 Thermal parameters of reactor core

表3中給出的計算結果表明，核反應堆電源系統(tǒng)的堆芯熱工設計能夠滿足設計要求和反應堆熱工設計準則，整個系統(tǒng)在正常運行工況和堆芯某位置處熱管失效的情況下均能夠有效地將熱量傳出，保證燃料元件和堆內(nèi)構件得到冷卻，并留有一定安全裕量。即使外圍六個熱管失效，堆芯熱量仍然能夠安全導出，燃料溫度依然在溫度限值以下。但分析以上計算結果，可以看出斯特林熱端與堆芯熱管之間的溫差依然很大，最大溫差達到122 K，這個溫差可以通過進一步優(yōu)化換熱器的結構，減小斯特林加熱器與熱管冷凝段的熱阻，通過設計斯特林加熱器的結構，將斯特林加熱器與外部固體換熱器進行一體化設計，從而減小斯特林熱端與換熱器的熱阻。

4 結論

1）本文給出的核電源系統(tǒng)采用液態(tài)金屬鋰熱管冷卻堆芯、鉬錸合金和銅熱交換器傳熱、斯特林發(fā)電機進行熱電轉換的方案。整個方案采用了非能動的設計理念，堆芯熱管導熱以及固體換熱器的設計有效地避免了單點失效問題。

2）本文對該系統(tǒng)進行了穩(wěn)態(tài)熱工概念設計，在整個壽期內(nèi)的正常運行工況下，反應堆堆芯熱量可以安全地導出，保證燃料元件和堆內(nèi)構件充分冷卻。當堆芯內(nèi)某處熱管失效時，堆芯熱量均能導出，堆芯溫度均低于燃料的限值。系統(tǒng)的總體設計參數(shù)能夠滿足設計要求和反應堆熱工設計準則，并且還留有一定安全裕量。

3）本方案對于換熱器的設計均進行了初步的優(yōu)化，尤其是斯特林熱端和冷端換熱器中熱管的布置以及換熱器的幾何，但是還具有一定的優(yōu)化空間，通過優(yōu)化可進一步降低堆芯溫度，提高系統(tǒng)的安全性，減小輻射器的質(zhì)量，減輕整個系統(tǒng)的質(zhì)量，這部分的工作還需進一步完善。

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Thermal Concept Design of Surface Nuclear Power System

GE Panhe，GUO Jian，GAO Jian，HU Gu
（China Institute of Atomic Energy，Beijing 102413，China）

Based on the investigation of foreign researches，a thermal analysis was conducted for a surface reactor power system where the heat pipe was used to transfer heat from the reactor core，thus the thermoelectric conversion with the Stirling engine was realized and the waste heat was rejected by the radiator heat pipe under both the stable and the failure operation conditions of the heat pipe.The lithium heat pipe was used in the system to transfer heat from the reactor core which was directly connected with the hot end of the Stirling generator by a solid molybdenum-rhenium alloy heat exchanger to conduct thermoelectric conversion.The waste heat was removed by mercury heat pipe radiator.Thermal analysis of the whole system indicated that the temperatures of the fuel pellet，the shell and other construction materials were far from the temperature limit under the normal operation conditions.In case of heat pipe failure at somewhere of the core，the other heat pipes were still capable of transferring the heat of the core without any reduction of the reactor core power while the temperatures of the fuel pellet，the shell and other construction materials were still far from the temperature limit which satisfied the reactor thermal design criteria.The concept design of exchanging heat between the heat pipes and the solid heat exchangers has the advantage of passive heat transfer and avoidance of Single-Point Failure.

surface nuclear power system；solid heat exchangers；Stirling；lithium heat pipe；mercury heat pipe radiator

TL328

A

1674-5825（2017）06-0784-06

2016-06-01；

2017-09-19

葛攀和，男，碩士研究生，研究方向為反應堆熱工分析。E-mail：gphljj＠163.com

（責任編輯：龐迎春）