Подход к обеспечению оптимального теплового состояния радиационной защиты космических ядерных энергетических установок с применением высокотемпературных тепловых труб

На сегодняшний день ведутся разработки космических ядерных энергетических установок (ЯЭУ) второго поколения. Их основное отличие от установок первого поколения — бóль-шая мощность. Увеличение тепловой мощности реактора ведёт к увеличению температуры в радиационной защите вследствие возросшего внутреннего тепловыделения в защите. Для основного лёгкого компонента радиационной защиты — гидрида лития — данное обстоятельство является критическим. Всё дело в весьма узком диапазоне рабочих температур (250^400 °С) и плохих, с точки зрения обеспечения оптимального теплового состояния, теплофизических свойствах [1].

Ситуацию с тепловым состоянием радиационной защиты усложняет и возросшая тепловая нагрузка от теплоносителя, что особенно критично для установок с машинным преобразованием [2]. Данные обстоятельства заставляют искать способы отвода тепла от радиационной защиты. На сегодняшний день существует большое разнообразие методов отвода тепла от радиационной защиты, например: отвод тепла циркулирующим теплоносителем, радиальными тепловыми трубами и т. д.

В связи с активизацией работ по созданию высокотемпературных тепловых труб (ТТ) ведутся работы по расширению их возможного использования в космической технике. В данной работе представлен новый способ использования высокотемпературных ТТ для охлаждения радиационной защиты.

В существующем на сегодняшний день способе использования ТТ для охлаждения радиационной защиты [3] ТТ помещаются непосредственно в гидрид лития, находящийся в корпусе защиты. Это реализовано путём установки герметичных цилиндрических чехлов с внутренней стороны оболочки корпуса защиты, в которые после заполнения её гидридом лития установлены ТТ. Недостатком такой радиационной защиты являются конструкционные и технологические сложности помещения ТТ в гидрид лития и практическая невозможность отвести избыточное тепло от высокотемпературных локальных участков радиационной защиты, которыми служат места проведения по защите высокотемпературных трубопроводов, например в газотурбинной установке, в которой нагретый в реакторе газ проходит через радиационную защиту в турбогенератор.

В данной работе предлагается установить испарительные участки ТТ так, чтобы отвести тепло из участков вблизи теплоносителя.

Описание конструкции

Типичная конструкция теневой радиационной защиты представляет собой герметичный корпус конической формы со сферическими днищами, заполненный гидридом лития, на конической поверхности которого выполнены каналы под проходящие по ним трубопроводы с идущим от реактора теплоносителем [4–6]. Данная конструкция была несколько модифицирована: каждый канал стал содержать вкладыш из карбида бора и слоя термоизоляции, размещённые между трубопроводом с теплоносителем и оболочкой корпуса радиационной защиты. В самом вкладыше между поверхностью, обращённой в сторону трубопровода, и поверхностью, обращённой в сторону оболочки радиационной защиты, выполнены глухие отверстия, в которые установлены ТТ, рабочим телом которых служит соответствующее температурному режиму защиты вещество (например, калий).

При этом часть глухих отверстий под ТТ, размещённые со стороны реактора, выполнены под углом к конической поверхности радиационной защиты (для уменьшения прострела нейтронами), и их глубина соответствует испарительному участку ТТ. Противоположные концы ТТ снабжены пластинами, например из меди, покрытыми эмалью для улучшения сброса избыточного тепла в космос, а сами ТТ с пластинами размещены в теневом конусе радиационной защиты. На рис. 1 приведена конструктивная схема радиационной защиты, охлаждаемая тепловыми трубами.

Предлагаемая конструкция радиационной защиты состоит из герметичного корпуса 1 конической формы со сферическими днищами, заполненная методом литья гидридом лития 2 . На конической оболочке выполнены каналы 8 под трубопроводы 7 с теплоносителем (например, гелий-ксеноновой смесью), идущие от реактора через радиационную защиту. В каждый канал между трубопроводом и оболочкой защиты установлены вкладыш 5 из карбида бора и слой термоизоляции 6 (например, ТЗМК-10). Выбор карбида бора обусловлен его приемлемыми свойствами по ослаблению нейтронов и высокой температурой функционирования (свыше 2 000 °С). Слой термоизоляции предназначен для снижения тепловых потоков в гидрид лития через оболочку и карбид бора.

Рис. 1. Конструктивная схема радиационной защиты [7]: 1 — корпус; 2 — гидрид лития; 3 — отверстия под тепловые трубы; 4 — тепловые трубы; 5 — карбид бора; 6 — термоизоляция; 7 — трубопроводы; 8 — каналы; 9 — излучающие пластины

Одновременно он повышает температуру вкладыша из карбида бора и тем самым доводит температуру тепловой трубы 4 , помещённой в карбид бора, до оптимального уровня. По длине вкладыша из карбида бора выполнены глухие отверстия 3 под ТТ. Их количество определяется необходимой величиной отводимой тепловой мощности. При этом со стороны реактора глухие отверстия выполнены под углом к поверхности вкладыша. Такое положение отверстий и их глубина выбраны, исходя из обеспечения необходимой температуры в испарительном участке ТТ. При выходе из вкладыша ТТ размещена по конической поверхности радиационной защиты. Угловое размещение глухих отверстий под ТТ снижает «прострел» нейтронов по вкладышам. Отверстие под ТТ с противоположной реактору стороны вкладыша из карбида бора выполнено параллельно профилю канала под трубопровод. В результате все ТТ попадают в теневую зону радиационной защиты. На участке конденсации рабочего тела ТТ, после прохождения участка защиты, ТТ снабжены излучающими пластинами 9 , покрытыми эмалью с высокой степенью черноты (более 0,9). Материалом пластин служит теплопроводный материал (например, медь).

Предлагаемая конструкция функционирует следующим образом. Проходящий по трубопроводу 7 теплоноситель передаёт тепло вкладышу 5 из карбида бора, установленному в канал 8 на конической поверхности защиты из гидрида лития. Помещённые в глухие отверстия 3 ТТ 4 отводят тепло от нагретого вкладыша 5 и передают его на участки конденсации рабочего тела (например, калия), находящиеся за радиационной защитой. Находящиеся на этом участке ТТ пластины 9 , покрытые эмалью со степенью черноты не менее 0,9, обеспечивают интенсивный отвод в космос. Слой термоизоляции 6 из ТЗМК-10 снижает тепловой поток из вкладыша из карбида бора в гидрид лития и способствует формированию в карбиде бора оптимальной температуры для функционирования ТТ.

Расчётная модель

Расчётная область представляет собой цилиндр, по поверхности которого распределены трубы с теплоносителем. С боковой поверхности цилиндра, а также с одного его торца, идёт съём тепла излучением. Другая торцевая поверхность принимается адиабатной. В цилиндре есть равномерное внутреннее объёмное тепловыделение.

Трубы с теплоносителем отделены от монолита гидрида лития двумя зазорами и слоем карбида бора. Первый зазор заполнен углеродистым материалом (из соображений прочности), а второй — теплоизоляцией (например, ТЗМК-10). В карбиде бора задаётся сток тепла. Сток тепла учитывается за счёт равномерного объёмного тепловыделения. Условная расчётная схема приведена на рис. 2.

Тепловой поток, передаваемый от теплоносителя к радиационной защите, можно найти следующим образом:

Q ₁ = 0,5

a d т   2^

л d т + 28 C Y ¹

d

т

( T ж –

^T В4С,1 ) ^{П l ,}

где Q 1 — тепловой поток, Вт; a — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м² · К); Л С — коэффициент теплопроводности углеродистой оболочки, Вт/(м · К); T _ж — температура теплоносителя, °C; T _В4С 1 — температура вкладыша из карбида бора со стороны каналов с теплоносителем, °C; d _т — диаметр канала с теплоносителем, м;

8 C — толщина углеродистой оболочки, м; l — толщина защиты, м.

В слое карбида бора присутствует равномерно распределённый по объёму сток тепла, который имитирует отвод тепла тепловыми трубами. Соответственно, далее он учитывается следующим образом:

C ( Q – Q _ТТ) = 0,65

. 2Yc

ln

(_<+2^c+^B4C X l    Dr+ 28c    }

^{( T} В4С,1

^{- T} В4С,2 ) ^{П l} ,

где C — поправочный коэффициент,

Q – Q _ТТ ^–1

C = 1 +          ; Q — тепловой поток,

Q        ТТ отводимый тепловыми трубами, Вт;

Л_В4С — теплопроводность вкладыша из карбида бора, Вт/(м • К); 8_В4С — толщина вкладыша из карбида бора, м; T В _{4С 2} температура вкладыша из карбида бора со стороны тепловой изоляции, °C.

Тепловой поток через слой изоляции:

C ( Q – Q _ТТ) = 0,8

ln

из

( Dt+28c+28B4c+28u3

I     D _г + 28_с + 28_В4С

–1

^{( T} В4С,2

^{- T} LiH ) ^{П 1} ,

где Л из — теплопроводность тепловой изоляции, Вт/(м • К); 8_из — толщина слоя изоляции, м; T _LiH — температура гидрида лития у тепловой изоляции, °C.

Численные константы в выражениях (1)–(3) учитывают то, что тепло передаётся только в определённом секторе цилиндра, а не по всей стенке. Так как отвод тепла излучением происходит не только с боковой поверхности радиационной защиты, но и с большего основания, что не учитывается в модели, то температурное поле будет меняться и по длине канала. В расчётной модели данная неравномерность учитывается с помощью поправочного коэффициента С перед тепловым потоком, отводимым за счёт ТТ.

Рис. 2. Расчётная схема: ТН — теплоноситель; С — углеродистая оболочка; В₄С — вкладыш из карбида бора; LiH — монолит из гидрида лития; Q _TT — тепловой поток, отводимый тепловыми трубами; Q _LiH — теплота, выделяемая в объёме гидрида лития; Q _изл — теплота, отводимая за счёт излучения (рисунок создан авторами)

Предположим, что максимальная температура гидрида лития находится у канавок под каналы с теплоносителем. Как будет показано далее, температура гидрида лития у канавок сопоставима с температурой гидрида лития на оси монолита. То есть температуру у канавок можно найти как максимум температур в цилиндре с внутренним тепловыделением:

^T LiH ^{= T} LiH,ст

₊ NC ( Q – Q _ТТ) + Q

4n\iH L

LiH

,

где TLiH,ст — температура свободной поверхности гидрида лития, °C; N — количество пар каналов под трубопроводы с теплоносителем; QLiH — внутреннее тепловыделение в гидриде лития, Вт; ZLiH — теплопроводность гидрида лития, Вт/(м·К).

Выражения (1)–(4) дублируются для второго трубопровода. В расчёте необходимо учесть сброс тепла за счёт излучения:

T + 273 =⁴ ( T + 273)⁴ +

LiH,ст

NC ₁( Q ₁ – Q _ТТ,1) + NC ₂( Q ₂ – Q _ТТ,2) + Q _LiH

где T ₀ — температура окружающей среды, °C; е — степень черноты; ст — постоянная Стефана-Больцмана; F — площадь излучающей поверхности, м². Индекс «1» относится к «горячему» трубопроводу, а индекс «2» — к «холодному».

Таким образом, получается замкнутая система из девяти уравнений.

Результаты расчёта

Расчёт проводился для типовой геометрии радиационной защиты и типовых параметров. Данный подход необходим для установок с машинным преобразованием, но для проверки работоспособности модели на широком диапазоне данных расчёт проводился и для термоэмиссионных установок. Типовое внутреннее тепловыделение в монолите гидрида лития принималось равным 10 кВт/м3. Диаметр и толщина защиты составляли 900 и 600 мм соответственно. Количество пар каналов с теплоносителем для всех типов энергоустановок принималось равным 6. Толщина углеродистой оболочки 5 мм, толщина карбида бора 25 мм. Толщина слоя изоляции варьировалась в пределах 0–5 мм.

В качестве теплоносителя для термоэмиссионных установок берём эвтектический сплав натрий–калий с температурами 500 и 600 °С, а также литий с температурами 700 и 800 °С. Для установок с машинным преобразованием рассматривается вариант с газовым теплоносителем (гелий–ксенон), работающий по циклу Брайтона, с температурами 800 и 1 200 °С.

В расчёте подбирались мощность ТТ и толщина изоляции. Мощность ТТ подбиралась таким образом, чтоб её было возможно отвести. Толщина изоляции минимизировалась. Критерием для подбора была максимальная температура гидрида лития. В качестве максимальной рабочей температуры гидрида лития обычно принимается 400 °С, так как при больших температурах начинается активное выделение водорода. Уменьшив количество водорода при гидрировании можно повысить максимальную рабочую температуру до 500 °С [1].

В табл. 1 приведены результаты расчёта для термоэмиссионных установок (варианты 1–4) и для установок с машинным преобразованием (варианты 5–6). Расчёты проводились для максимальной температуры гидрида лития 400 и 500 °С. В таблице приведено ориентировочное количество ТТ, необходимых для отвода тепла [8, 9]. Минимальная площадь холодильника-излучателя, необходимая для отвода тепла от одного канала, рассчитывается по следующему выражению:

^Q ТТ

F ХИ sa( T В4С + 273) 4 ^{,                   (6)}

где T _В4С — средняя температура вкладыша из карбида бора, °С.

Так как использование углеродистой оболочки вызвано соображениями прочности, а не теплового состояния, то вызывают интерес и другие варианты исполнения зазора между трубопроводом и вкладышем из карбида бора. Для их проверки рассматриваются следующие случаи: пустое пространство, металлический экран, изолятор (ТЗМК-10).

Для учёта передачи тепла излучением в предложенной модели необходимо заменить уравнение (1) следующим выражением:

Q = Ч^Ж T ж + 273) 4 — ( T B4c,i + 273) 4 ] F - (7)

где ф — угловой коэффициент; е_пр приведённая степень черноты; F — площадь поверхности, м².

При наличии экрана площадь из формулы (7) уходит, так как учитывается в приведённой степени черноты. В выражениях (2)–(5) степень в коэффициенте C изменяется на –0,5. Это связано с изменением в степени температуры. В табл. 2 приведены результаты расчёта.

Как видно из табл. 2, наиболее эффективным методом с точки зрения теплоизоляции является заполнение зазора ТЗМК-10. Но температура 1 200 °С накладывает ограничение на применение подобных теплоизолирующих материалов. Вакуумный зазор, как метод термоизоляции, также показывает себя гораздо эффективней углеродистой оболочки. Однако применение углеродистой оболочки обусловлено требованиями к прочности конструкции.

Таблица 1

Результаты расчёта для различных вариантов установки

Параметры	Термоэмиссионные установки				Установки с машинным преобразованием
	Вариант 1	Вариант 2	Вариант 3	Вариант 4	Вариант 5	Вариант 6
Т. ’ ° С	600	600	800	800	1 200	1 200
Т,2 ’ ° С	500	500	700	700	800	800
8 из’ мм	3	0	5	3	5	5
Q ТТ,1, Вт	3 000	2 000	7 000	2 000	13 000	5 500
Q ТТ,2, Вт	500	0	5 000	0	6 000	2 000
N ТТ,1	9	6	14	2	16	3
ТТ,2	2	0	10	0	18	2
T В4СД ’ ° С	479	492	535	694	557	872
T В4С.2 ’ ° С	468	464	509	657	495	669
T МИД ’ ° С	392	487	392	489	393	492
T LiH,2 ’ ° С	389	461	387	478	381	452
F ХИ,1, м2	0,184	0,114	0,322	0,045	0,537	0,063
F ХИ,2, м2	0,033	0	0,262	0	0,338	0,050

Примечание . Индекс «1» относится к «горячему» трубопроводу, а индекс «2» — к «холодному». Т _ж — температура теплоносителя; 5 _из — толщина слоя изоляции; Q _ТТ — тепловой поток, отводимый тепловыми трубами; N _ТТ — количество тепловых труб; T _В4С — температура вкладыша из карбида бора; T _LiH — температура гидрида лития; F _ХИ — минимальная площадь холодильника-излучателя, необходимая для отвода тепла от одного канала.

Таблица 2

Результаты расчёта для различных вариантов исполнения зазора

Характеристики	Зазор
	Углеродистая оболочка	Изоляция ТЗМК-10	Пустое пространство	Металлический тонкий экран
Т ж,1 ’ ° С	1 200	1 200	1 200	1 200
Т ж/ С	800	800	800	800
З из , ММ	3	3	3	3
Q ТТ,1, Вт	14 000	100	5 500	1 900
Q ТТ,2 , Вт	7 000	0	1 000	400
T В4С,1 ’ ° С	485	476	466	492
T В4С,2 ’ ° С	428	453	470	417
T LH ’ ° С	392	390	388	393
T LiH,2 ’ ° C	378	383	389	371
F ХИ,1, м2	0,832	0,006	0,361	0,109
F ХИ,2, м2	0,538	0	0,064	0,034

Примечание . Обозначения см. в примечании к табл. 1.

Проверка расчётной модели с помощью моделирования

Ввиду отсутствия экспериментальных данных, предложенный подход был проверен в пакете конечноэлементного анализа ANSYS Mechanical . Понятно, что математическое моделирование не заменит натурного эксперимента, но проведение экспериментальной отработки предложенного варианта конструкции системы обеспечения теплового режима не представляется возможным. На сегодняшний день существуют сложности с изготовлением монолита гидрида лития, независимо от технологии изготовления.

Тепловыделение в монолите гидрида лития и сток тепла в карбиде бора задаётся через объёмное тепловыделение. Излучение учитывается с боковой поверхности и большего основания усечённого конуса. Тепло от каналов с теплоносителем задаётся с помощью граничного условия 3-го рода. Моделируется только сектор радиационной защиты, включающий в себя два канала — «холодный» и «горячий». На краях сектора ставится условие цилиндрической симметрии.

На рис. 3 показаны результаты моделирования вариантов расчёта, представленных в табл. 1. На приведённых изображениях хорошо видно, что максимум температур находится в центре малого основания конуса радиационной защиты.

Сравнение результатов расчёта по формулам (1)-(5) T® и моделирования TLH приведены в табл. 3 для термо- эмиссионных установок (варианты 1–4) и для установок с машинным преобразованием (варианты 5–6).

Моделирование показало, что предположение о максимальной температуре у горячего теплоносителя не совсем верно. Максимальные значения температуры были получены на оси монолита гидрида лития со стороны малого основания. Температура в данном месте превышает температуру у каналов на 10-30°.

а)

б)

в)

г)

д)

е)

Рис. 3. Температурные поля при различных вариантах конструкции (см. табл. 1): а — вариант 1 ( Т ж1 = 600 ° С, Т ж2 = 500 ° С, З из = 3 мм) ; б — вариант 2 ( Т ж1 = 600 ° С, Т ж2 = 500 ° С, З из = 0 мм) ; в — вариант 3 ( Т ж1 = 800 ° С, Т ж2 = 700 ° С, З из = 5 мм) ; г — вариант 4 ( Т ж1 = 800 ° С , Т ж2 = 700 ° С , З из = 3 мм) ; д — вариант 5 ( Т ж1 = 1200 ° С , Т ж ₂ = 800 ° С , З из = 5 мм) ; е — вариант 6 ( Т ж1 = 1200 ° С , Т ж ₂ = 800 ° С , З из = 5 мм) (рисунок создан авторами)

Таблица 3

Сравнение результатов расчёта с результатами моделирования для термоэмиссионных установок

Параметры			Термоэмиссионные установки				Установки с машинным преобразованием
			Вариант 1	Вариант 2	Вариант 3	Вариант 4	Вариант 5	Вариант 6
Т ... ° С			600	600	800	800	1 200	1 200
Т ж./С			500	500	700	700	800	800
З из , мм			3	0	5	3	5	5
Q ТТ,1 , Вт			3 000	2 000	7 000	2 000	13 000	5 500
Q ТТ,2 , Вт			500	0	5 000	0	6 000	2 000
т (р) °C T LiH,1 . С			392	487	392	489	393	493
г (р)   О/'"’ T LiH,2, С			389	461	387	478	381	454
T (м) ° с			395	491	383	484	402	486
Т (м) Of T LiH,2 . С			382	475	381	481	395	467
	(р) 1 – T LiH,1 (м) LiH,1	. 100%	0,25	0,52	1,37	0,98	2,88	1,37
	(р) 1 – LiH,2 (м) LiH,2	. 100%	1,13	1,87	0,92	0,60	2,43	2,82

Примечание . Индекс «1» относится к «горячему» трубопроводу, а индекс «2» — к «холодному».

Тж — температура теплоносителя; 5из — толщина слоя изоляции; QТТ — тепловой поток, отводимый тепловыми трубами; T(L)H — расчётная температура гидрида лития; T(LH — температура гидрида лития, полученная по результатам моделирования.

Выводы

Обеспечение оптимального теплового состояния при функционировании радиационной защиты современных космических ядерных энергоустановок требует решения многих расчётных, конструкционных и технологических задач методами, соответствующими современному состоянию науки и техники.

Одним из возможных вариантов обеспечения оптимального теплового состояния радиационной защиты при функционировании космических ядер-ных энергоустановок является отвод тепла из прилегающих к каналам с теплоносителем областей радиационной защиты с помощью высокотемпературных ТТ. Предлагается каналы с теплоносителем и монолит гидрида

лития разделить многослойной изоляцией из углеродистого материала, карбида бора и изоляции (например, ТЗМК-10). Испарители ТТ предлагается установить в карбид бора.

Для описанной конструкции разработана расчётная модель, которая учитывает тепловыделение в монолите гидрида лития и сток тепла в карбиде бора одновременно в «горячей» и «холодной» частях. При проверке модели методами компьютерного моделирования расчётная модель показывает отклонения 1–3%. Так как реальный максимум температур находится в центре монолита гидрида лития, то приведённая расчётная модель даёт результат, заниженный на 10-30°, что необходимо учитывать при проектировании радиационной защиты.

Расчёт показал, что наиболее эффективным способом изоляции является заполнение зазора между трубопроводом и вкладышем из карбида бора теплоизоляционным материалом, но высокие температуры трубопровода и прочностные характеристики конструкции препятствуют выбору этого варианта.

Ввиду отсутствия экспериментальных данных приведённая модель проверена исключительно методами компьютерного моделирования. Такой метод проверки не позволяет в полной мере сказать о корректности изложенного подхода. Для окончательной проверки изложенной модели необходимо сопоставить результаты расчёта с экспериментальными данными.

Расчёт показал большое влияние конструкции теплоизоляционного слоя трубопровода, что требует дополнительных расчётно-конструкторских исследований в этом направлении.