兆瓦级大型天基核动力系统方案设计研究

文青龙, 秦 晟, 段振刚, 张瑞谦

(1.重庆大学 能源与动力工程学院核工程与核技术系, 重庆 400044; 2.重庆大学 低品位能源利用技术及系统教育部重点实验室, 重庆 400044; 3.两江新能源(核能与动力)实验室, 重庆 400044;4.中国核动力研究设计院,四川 成都 610213)

0 引言

空间探索对于消除地球人口过剩、克服地球资源减少的问题有巨大的意义。 空间探索任务遇到的挑战之一就是航天器的能源,它需要更强大、耐用和可靠的动力来源。 空间核反应堆是空间推进能量密度最高的方式之一,因此空间核动力逐渐成为空间探索的最佳选择。 随着深空探索技术的发展,对空间反应堆的轻量化、高效率、大功率提出了更高的要求,一些新式空间核反应堆概念方案也相继被提出。 关注度较高的包括热管冷却反应堆[1]、气冷空间堆[2]和液态金属冷却堆[3]等,其中气冷空间堆与其他反应堆相比有许多优点。 它可以消除腐蚀问题从而延长使用寿命。 它的设计很灵活,不需要很多修改就可以轻松拓展。 它还拥有有限的系统总质量、复杂性和高转换效率。 其中,使用He-Xe 混合气体冷却的反应堆具有效率高、质量轻的独特优势[4]。 此外,空间反应堆使用的能量转换方式主要包括静态转换和动态转换等,其中静态转换技术比较成熟,但转换效率相对较低。 在大功率空间核反应堆中,使用动态循环进行动力转换是合理的,动态转换方式包括朗肯循环、斯特林循环和布雷顿循环[5],其中,当功率在百千万级及以上时使用布雷顿循环更加合适。

虽然国际上已经提出一些He-Xe 气冷空间堆的概念,但仍未有一项技术方案取得大家的认可,一些关键技术仍然在激烈讨论之中。 因此,为了获得更优异的He-Xe 气冷堆性能,本研究将开展新型兆瓦级空间气冷堆推进系统[6]的堆芯物理及辐射屏蔽概念设计,分析堆芯的热工水力性能,评价系统的能量转换方式及其性能,在此基础上开展了兆瓦级大型天基核动力系统桁架及废热排放关键设备的结构设计。

1 氦氙堆核动力系统简介

图1 氦氙冷却空间堆核动力系统结构

反应堆可在3.6 MWe 满功率下运行10 年,该设计寿命可满足太阳系内的空间运输任务或地面任务的要求、风险以及成本。 采用Xe-He 混合气体冷却反应堆堆芯,通过B4C 控制棒实现反应性控制,为了获得较大的反应性控制并减少控制棒夹持组件,控制棒的尺寸相对燃料棒大。 辐射屏蔽采用不锈钢包裹的屏蔽材料进行屏蔽,由于中子屏蔽材料LiH 容易出现肿胀,应限制其工作温度。 伽马屏蔽采用W-B4C,具有较好的屏蔽和质量减轻效果[8]。

为尽量获得兆瓦级空间核动力系统较大的功率输出,采用闭式布雷顿循环[9]进行动力转换。 散发大量废热是实现高功率(兆瓦级)大型空间反应堆结构(Large Space Reactor Structure, LSS)必须考虑的技术问题之一,液滴辐射器(Liquid Droplet Radiator,LDR)是目前解决此问题最重要的方法之一,其轻巧的结构、对陨石撞击的高抵抗力、发射时所需的存储空间小以及易于在空间展开等优点,使其成为LSS 极具吸引力的散热系统。 因此,本设计选用液滴辐射器产生液滴的方式向太空排出系统余热,液滴能与太空进行更充分的热交换。

2 设计方案

2.1 计算方法

本文使用清华大学工物系REAL 团队自主研发的堆用蒙特卡洛程序(Reactor Monte Carlo code,RMC)进行堆芯物理计算。 RMC 针对反应堆计算分析中的基本需求,同时结合先进与新概念反应堆设计时几何结构灵活、中子能谱复杂及材料组分多样、各向异性及泄露强等特点进行研发,是多物理多尺寸耦合核能系统数值分析平台的物理计算核心。 本文利用RMC 对所设计的兆瓦级空间气冷堆进行了径向中子通量展平,并进行了临界计算、燃耗计算及控制棒积分价值计算。 燃耗计算选择的源迭代参数为每代10 000 个粒子,共320 代,忽略前20 代,其余计算选择的源迭代参数均为每代粒子数50 000,共320 代,忽略前20 代,计算结果表明误差在0.02%以内。

2.2 中子物理

堆芯的横截面如图2 所示,设计17 圈共612 根燃料棒,燃料棒呈正三角形排列,间距为16 cm,如图3 所示。 从内到外对称分布有3 圈共计19 根控燃料棒制棒,每根控制棒占据7 根燃料棒的位置,控制棒导向管及堆内壁结构材料均制成与燃料棒相同尺寸的外形,用以防止冷却剂旁通以更好地冷却堆芯。

图2 堆芯横截面

图3 燃料棒布置

本设计的堆芯包含612 根燃料棒,且还有控制棒、结构材料和反射层等,若进行全堆芯建模则计算量太大,会浪费大量计算机资源、大大降低计算效率。本文选择对堆芯1/12 部分进行建模。 边界上由于对称性设置为全反射边界条件,该1/12 堆芯活性区模型有44 根整燃料棒和14 根半燃料棒,有第一圈1 根控制棒的1/12 部分,有第二圈6 根控制棒中1 根的1/2 部分,有第三圈12 根控制棒中2 根的各1/2 部分,其余材料均为全堆芯的1/12。 这样处理后可极大地减小计算量,节省计算机资源,提高计算效率。

保证反应堆内中子通量尽可能地分布均匀是反应堆设计中一个重要的问题。 为了更直观地分析各种工况下的中子通量分布,通过将各工况下每个栅元的中子通量除以该工况下栅元中子通量的最大值以对数据进行归一化处理,得到一个更为直观的相对中子通量分布图。 功率峰因子是燃料区域内中子通量的最大值与中子通量平均值的比值,设计时应尽量降低功率峰因子。 为研究不同位置的控制棒对径向中子通量分布及功率峰因子的影响,初始研究共设计了4 组工况,分别为不插入控制棒、第一圈控制棒完全插入、第二圈控制棒完全插入、第三圈控制棒完全插入,所得径向中子通量分布如图4 所示,各工况下的径向功率峰因子如表1 所示。 结果表明,未插入控制棒时,中心区域的中子通量较高,向外逐渐减小,此时功率峰因子为1.237;第一圈控制棒完全插入后,中心区域的中子通量降低,尤其是在靠近控制棒的区域,由于原本中心区域中子通量很高,此时中子通量降低得很多,中子通量分布变得更平坦一些,功率峰因子降低到1.174;第二圈控制棒完全插入后,控制棒附近区域的中子通量受到抑制,整体的中子通量分布更加平坦,功率峰因子降为1.185;第三圈控制棒完全插入后,外部区域的中子通量受到抑制而降低,中心区域的中子通量仍然很高,此时中子通量分布更加不均匀,功率峰因子并未降低反而增加到1.458。

表1 不同工况下的径向功率峰因子

图4 不同工况下中子通量分布

本文还对所设计的反应堆进行了临界计算,研究了燃料富集度对反应性的影响。 燃料富集度区间为84%到98%,以2%为步长,对初始有效增殖系数和完全停堆时有效增殖系数共进行了16 组计算。 反应堆初始有效增殖系数随燃料富集度变化关系曲线如图5 所示,可以看出初始有效增殖系数随燃料富集度的增加基本上呈线性变化,燃料富集度每增加2%,初始有效增殖系数增加0.010 641。 反应堆完全停堆时有效增殖系数随燃料富集度变化关系曲线如图6 所示,可以看出反应堆完全停堆时有效增殖系数随燃料富集度的增加也基本上呈线性变化,燃料富集度每增加2%,完全停堆时有效增殖系数增加0.010 911。 本文最终选择的燃料富集度为92%,初始有效系数为1.152 219,能保证反应堆具有较大的剩余反应性,可运行足够长时间,控制棒完全插入反应堆时有效增殖系数为0.879 481,能保证反应堆具有足够的停堆深度,可保证反应堆的安全。

图5 初始Keff 随燃料富集度变化关系

图6 停堆Keff 随燃料富集度变化关系

2.3 燃耗计算

燃耗计算所选择的燃料富集度为92%,反应堆总的热功率为3.6 MWt,共进行73 个燃耗步计算,每个燃耗步长为100 天。

——坚持节约资源和保护环境基本国策，科学规划生产空间、生活空间、生态空间，不断探索创新自然资源管理利用方式，大力推进资源节约集约和高效利用，为全省经济社会发展提供了有力保障。

有效增殖系数随满功率运行时间的变化如图7 所示,可以看出,随着反应堆满功率运行,Keff 随运行时间基本呈负线性变化。 计算结果表明,初始Keff 为1. 152 342 ,满功率运行20 年后Keff 为1. 056 452 ,此时燃耗深度达到72. 781 MWd/kg。由计算结果分析,该反应堆的设计使用寿命应当超过20 年。

图7 燃耗计算

2.4 热工水力

采用子通道程序对1/12 模型进行数值模拟,获得反应堆的流动和传热特性。 1/12 堆芯的流量分配和温度分布如图8 和图9 分别所示。 通过调整流量分配达到温度展平,而改变控制棒棒位及整体流量对温度展平的作用不太明显。 调整流量分配后的最高温度和最低温度差为98.66 ℃。 如图7 所示,燃料棒区域分配比较大的流量,而控制棒区域分配相对小的流量,这是为了让冷却剂更好地带走燃料芯块产生的热量,从而达到温度展平的目的。 通过上述措施,温度分布比较均匀,得到了良好的展平效果如图9所示。

图8 流量分配

图9 堆芯径向温度分布

冷却剂、包壳、芯块温度沿轴向的分布如图10 所示。 芯块最高温度出现在堆芯轴向中心位置,约为1 785.5 ℃,低于UO2所允许的最高温度1 800 ℃。 包壳最高温度出现在中心与出口之间,且比堆芯的最高温度靠后。 冷却剂温度沿着轴向位置逐渐升高,冷却剂入口温度为480 ℃,出口温度为1 000 ℃。

图10 燃料芯块、冷却剂、包壳轴向温度变化

2.5 动力转换

动力转换系统采用两个闭式布雷顿循环回路作为热电转换系统,将反应堆中产生的热量转化为电能,废热排放采用液滴辐射换热器,液滴直接与空间低温环境接触,如图11 所示。

图11 闭式布雷顿循环系统模拟流程

本文模拟闭式布雷顿循环,给定的基准工况为反应堆出口温度T4= 1 326 K,反应堆入口压力p4=3 MPa,压缩机入口温度T1=300 K,He-Xe 工质质量流量qm=20 kg/s,此时压缩机压缩比为2.155,考虑到回热度过高会导致系统质量增大,所以选取回热度ε=0.85。 闭式布雷顿循环系统计算如图12 所示。通过计算可知,系统电功率可达到1.511 MW,系统效率为37.42%。

图12 闭式布雷顿循环系统

2.6 辐射屏蔽

在空间核反应堆工作过程中,反应堆堆芯会产生大量的辐射并向外释放,为防止系统的结构材料和仪器设备在受到照射后发热、活化以及性能劣化,需要对其进行辐射屏蔽。 阿尔法粒子、电子、低能量的中子很容易受到堆芯材料阻挡,运动距离短,因此辐射屏蔽的对象主要是伽马射线和快中子。 空间核动力通常采用影子屏蔽的方式进行辐射屏蔽。 一般要求屏蔽后的剂量平面上的中子注量容许限值为1×1012n·cm-2·s-1(快中子,能量大于0.1 Mev),伽马射线吸收剂量的容许极限分别为1.0 M rad,因此辐射防护的要求就是在设计寿命内,屏蔽后的剂量平面辐射值不能超过辐射量的容许极限。 为了确保仪器设备的安全性,在剂量平面辐射值与容许极限之间设置了10%的余量。 本设计的He-Xe 气冷空间快堆的预期寿命是10 年,因此要求中子注量和伽马射线吸收剂量在剂量平面的限值分别为2.853 882×103n·cm-2·s-1和2.853 882×10-3rad。

可见空间核动力系统的影子屏蔽的位置如图13所示,屏蔽层遮挡住反应堆产生的辐射,动力转换设备以及电子设备等处于屏蔽层的阴影之下,从而得到保护。 反应堆堆芯产生的快中子和伽马射线在到达屏蔽层之前,轴向上会经过反射层,冷却剂、热屏蔽层、结构材料也会对辐射剂量产生一些影响。 屏蔽层的外围具有B4C 层,其中设置有冷却剂管道,可以降低He-Xe 混合气体的辐射剂量。 对反应堆本体结构做出简化,保留尺寸较大和对辐射剂量有较大影响的结构和材料。 对于屏蔽层,忽略径向外围结构,只保留起主要屏蔽功能的结构。 简化后的空间核动力系统影子屏蔽布局如图13 所示。 影子屏蔽的结构组成,分为中子屏蔽材料与伽马屏蔽材料两部分。伽马屏蔽材料置于中子屏蔽材料内部,有利于质量优化。 由于径向上远离中心处辐射剂量降低,为了避免外围过度屏蔽及减轻质量,对屏蔽层外围进行一部分切割。 剂量平面位于距堆芯底部182 cm 处。反射层材料为BeO,冷却剂为He-Xe 混合气体,热屏蔽使用B4C 材料,结构材料为不锈钢。 由于LiH 具有密度低和中子屏蔽能力强的特点,所以选择LiH作为中子屏蔽材料。 伽马屏蔽材料选用W-B4C 复合材料。

图13 空间核动力系统影子屏蔽布局

如图14 所示,辐射屏蔽只要求在轴向剂量平面上的中子和光子满足容许极限,而在径向上不做严格的要求。 中子和光子在到达剂量平面前,会经过反射层、冷却剂、结构材料、热屏蔽层、屏蔽层。 将这些结构在轴向上取设计尺寸,径向取相同尺寸建立计算模型。

图14 轴向中子通量分布

2.7 废热排放

大型天基核动力系统各子系统之间均有密切联系,而热控制系统几乎和所有分系统相互影响。 热控制既要保证航天器上各种仪器设备、各个分系统零部件所需要的热环境条件,反过来任何分系统的技术方案和参数的确定,又直接影响热控制系统的设计。

液滴式辐射器是热控系统中的关键部件之一,液滴式辐射发生器必须能形成设计好的液滴层。 研究表明,比较合适的液滴流的数量在105 到107 之间,对于MW 级的LDR,每条液滴流中应含有约105 个液滴,液滴速度的合理范围是3 到30 m/s 之间,其直径在50 到500 μm 之间。

为形成具有均匀速度和直径的液滴,最合适的是外加周期性扰动崩解毛细射流,本设计采用压电转换器与孔板相接,通过振动孔板,使其与流体产生相对运动而给射流施加扰动。 产生的液滴速度不超过8 m/s 时,液滴损失率不超过1/106,对于3×10 的孔阵,液滴速度在4～5 m/s 时,液滴损失率小于1/108。

设计后的液滴式辐射器,液滴飞行距离为22 m,液滴飞行速度约5 m/s。 液滴发生器孔数约416 000个,液滴数约为91 520 000 000 个,单个液滴直径约100 μm。

3 结语

本文提出了一种新的3.6 MW 的空间高温气冷反应堆的概念设计,它具有效率高、重量轻等独特优势。 本文以该高温气冷堆为研究对象,对其进行了中子学、热工水力、动力转换系统和辐射防护计算分析。计算结果表明:(1)堆芯能够顺利达到临界状态,并且控制棒在完全插入堆芯的Keff 为0.879 481 ,可以保证反应堆具有足够的停堆深度。 同时,在3.6 MW热功率下运行20 年后的Keff 大于1,能够保证反应堆在设计寿命内的正常运行。 (2)在进行流量分配后,19 kg/s 流量下的堆芯温度展平效果比较好,最高和最低温度相差91.08 ℃。 冷却剂入口流速29.1 m/s,出口流速42 m/s,压强变化在0.2 bar 左右。 包壳和芯块的温度沿轴向有先增加后降低,燃料芯块的温度沿轴向变化比较大,最高温度在堆芯的轴向中心位置,为1 900 ℃。 冷却剂入口温度为640 ℃,出口温度为1 000 ℃。 传热系数总体呈现上升趋势。 (3)以He-Xe 混合气体为工质的闭式布雷顿动力转换系统回热度为0.8,质量流量为19 kg/s,压缩比为2.3,热电转换效率为25.2%,发电功率为0.988 MW。(4)以LiH 为中子屏蔽材料、W-B4C 为光子屏蔽材料,在设计寿命内剂量平面的中子通量小于2 000 n/cm2·s,满足对辐射屏蔽的要求。