Text
                    Ю.Г. Демянко, Г.В. Конюхов, А.С. Коротеев,
Е.П. Кузьмин, А.А. Павельев
ЯДЕРНЫЕ
РАКЕТНЫЕ
ДВИГАТЕЛИ
Под редакцией
академика А.С. Коротеева
МОСКВА
ООО « Норма-Информ»
2001


ББК 31.4 УДК 629.7.036.8 Я 34 Ядерные ракетные двигатели Ю.Г. Демянко, Г.В. Конюхов, А.С. Коротеев, Е.П. Кузьмин, А.А. Павельев ООО «Норма-Информ». 2001 г. - 416 с. Я 34 ISBN 5-901498-05-4 Книга содержит первое в России систематизированное изложение технической проблематики и истории разработки в СССР и в США ядерных ракетных двигателей - приоритетных в 50-е - 80-е годы XX века объектов советской и американской программ совершенствования ракетно-космических технологий. Авторы книги много лет работают в космической энергетике и принимали участие в большинстве разработок, которые рассматриваются в ней. В основу книги положены как результаты их собственных исследований, так и недавно рассекреченные обширные технические материалы и исторические документы многочисленных предприятий и организаций, участвовавших в этих работах. Книга может быть полезна специалистам ракетно-космической отрасли, студентам соответствующих специальностей вузов, а также всем интересующимся вопросами истории и перспектив разработки новых средств освоения космического пространства. 230302020П.П1 Н60@3)-01 безобъявл- ISBN 5-901498-05-4 © Ю.Г. Демянко, Г.В. Конюхов, А.С. Коротеев, Е.П. Кузьмин, А.А. Павельев. 2001 г.
Светлой памяти Виталия Михайловича Иевлева A9261990), члена-корреспондента АН СССР, научного руководителя разработок отечественных ядерных ракетных двигателей, главного конструктора, крупнейшего специалиста в области космической энергетики и ракетного двигателестроения посвящают авторы эту книгу
ПРЕДИСЛОВИЕ В предлагаемой вниманию читателей книге рассматриваются проблемы теории и практики создания ядерных ракетных двигателей и основанных на технологии таких двигателей космических энергетических установок. Вопросы энергообеспечения космических аппаратов всегда были в центре внимания создателей ракетно-космической техники. Еще в первые годы бурного развития ракетостроения (середина XX века), когда безраздельное господство в ракетной энергетике принадлежало химическим топливам, логика, анализ и интуиция исследователей настойчиво ставили проблему изучения иных источников обеспечения транспортных и энергетических функций ракет и космических аппаратов. Таких - помимо химических - источников виделось два: энергия Солнца и ядерная энергия. За прошедшие с тех пор полвека в обоих направлениях, равно как и в двигателестроении на химических топливах, достигнут огромный прогресс. Солнечная энергетика является ныне основой, на которой строится энергообеспечение пилотируемых орбитальных станций, низкоорбитальных и геостационарных спутников Земли, других аппаратов, предназначенных для исследований околосолнечного пространства. Ядерные устройства также неоднократно использовались в космосе в виде радиоизотопных генераторов энергии или установок с ядерными реакторами, обеспечивающих энергетические потребности космических аппаратов военного и исследовательского назначения. Между тем ядерные ракетные двигатели, с изучения проблематики которых и начались исследования космической ядерной энергетики, пока не вышли в космос. Не вышли несмотря на то, что в их разработку и создание были в свое время вложены - в США и в СССР - значительные финансовые и материальные средства, что
программы создания таких объектов имели на определенных отрезках времени высший государственный приоритет и в деле создания ЯРД, по крайней мере, одной схемы (она наиболее подробно рассматривается и в настоящей книге) были достигнуты впечатляющие успехи. Всему этому есть обоснованные объяснения, и они также рассматриваются в предлагаемой работе. Отдельная глава книги (седьмая) посвящена перспективам применения ЯРД и основанных на их технологии ЯЭУ. Ознакомление с нею даст читателю возможность представить себе как дальнейшие пути исследования космоса, так и варианты транспортно-энергети- ческого обеспечения космических задач, стоящих в повестке XXI века. При этом важно помнить о принципиальных изменениях, которые произошли в последние десятилетия во взглядах на первоочередные сферы применения ЯРД и ЯЭУ. Если сорок лет назад эти устройства предназначались, в первую очередь, для оснащения баллистических ракет как средств взаимного нападения противостоящих одна другой двух ядерных сверхдержав, то ныне речь идет - порукой тому политические, технические, экологические и иные основания - об использовании ЯРД и ЯЭУ исключительно вне Земли и земной атмосферы, использовании в ходе согласованных действий в интересах всего человечества. А это является гарантией того, что лучшее из достигнутого в разработках ЯРД в СССР и в США будет в будущем соединено воедино. Авторы книги много лет работают в космической ядерной энергетике и принимали участие в большинстве разработок, которые рассматриваются в ней. Но конечно, как и в других работах, посвященных сложным техническим проблемам, круг подлинных творцов данной книги значительно более широк. Поименовать всех участников не только персонально, но даже в форме всеобъемлющего перечисления организаций и предприятий, чьими представителями они являются, не представляется возможным. Частично эти затруднения, может быть, искупаются многочисленными литературными ссылками и некоторыми пояснениями в тексте. Мы благодарим всех коллег, рядом с которыми прошли трудные этапы становления нового
направления в ракетно-космической технике, и будем признательны всем читателям за отзывы о книге и указания на возможные неточности и недостатки. Главы 1, 2, 4 книги, часть глав 3 и 6 написаны Ю.Г. Демянко, основная часть главы 3 и один из фрагментов главы 4 - Г.В. Конюховым, глава 5 - АЛ. Павелъевым, глава 7 - Е.П. Кузьминым. А.С. Коротеев принимал участие в работе над всеми разделами, а также осуществил, с участием Ю.Г. Демянко, общее редактирование книги. Авторы выражают искреннюю признательность А.В. Борисову и Н.И. Петрову, принявшим участие в работе над главой 3, В.М. Мартишину, участвовавшему в написании глав 5 и 6, а также Г.Д. Глуховой, С.Н. Канаевой, Е.С. Кузнецовой, СП. Линенко, ВА. Макеевой, Т.В. Суворовой, Е.С. Федюниной, принявшим на себя нелегкий труд технического оформления книги.
Глава первая Глава первая КРАТКИЙ ИСТОРИЧЕСКИЙ ОЧЕРК РАЗРАБОТКИ ЯРД В СССР И В США Первые мысли об использовании ядерной энергии в летательных аппаратах высказывались исследователями в России и за рубежом еще в начале XX века. Но конкретную, инженерную форму эти идеи стали приобретать лишь к середине столетия, когда в США (Чикаго, 1942 г.) и в СССР (Москва, 1946 г.) были введены в эксплуатацию первые ядерные реакторы, когда с огромным не только научным, но и политическим эффектом были взорваны первые американская A945 г.) и советская A949 г.) атомные бомбы. Возникшее в те годы и быстро нараставшее противостояние двух сверхдержав и созданных ими военно-политических союзов заставляло каждую сторону искать все новые возможности усиления своего могущества с целью увеличения силового давления на вероятного противника. Главное место в этом процессе занимало совершенствование и наращивание мощи ядерного оружия, а также создание средств доставки его на межконтинентальную дальность. Последняя проблема была особенно актуальной для СССР, окруженного в те годы базами стратегической авиации стран НАТО и не имевшего своих баз с аналогичным подлетным временем вблизи границ США. Тем не менее, первые исследования по самолетам и ракетам с ядерными силовыми установками были развернуты именно в США. Уже вскоре после окончания войны там одна за другой появляются работы [1.1, 1.2, 1.3 и др.], в которых рассматриваются возможности, открываемые применением ядерной энергии в авиационной и ракетной технике, предлагаются схемы самолетных и ракетных ядерных
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 9 двигателей. Помимо военного назначения, прогнозируется применение ракет с ЯРД для изучения космического пространства, притом даже в более поздний период A958 г.) доминирует мысль о том, что «ядерная энергия открывает единственно возможный в настоящее время путь к осуществлению межпланетных полетов в Солнечной системе» [1.4]. После примерно 8-летнего периода начальных исследований в США, начиная с 1955 г., развертываются масштабные работы по непосредственной разработке ядерных ракетных двигателей (программа «Ровер») и ядерных прямоточных ВРД (программа «Плуто») для крылатых ракет. К их реализации привлекаются крупнейшие научно-исследовательские центры: Лос-Аламосская лаборатория (ЛАСЛ), Райтовский Центр ВВС и др. На развитие этих разработок выделяются значительные бюджетные средства (к концу 1960 г. общая сумма ассигнований на реализацию обеих программ составила 135 млн. долларов, а в 1961-62 гг. - еще 95 млн.). Большое внимание уделяется не только созданию собственно ядерных реакторов и двигателей, но и строительству сложнейших испытательных комплексов для их отработки на атомном полигоне Джекасс-Флэтс в штате Невада и в Лос-Аламосе. В качестве базовой в США была принята вначале «лобовая» концепция создания ЯРД, согласно которой вслед за необходимым минимумом расчетов проектировался и строился стендовый гомогенный ядерный реактор, при испытании которого предполагалось выявить и разрешить все возникшие узловые вопросы. Такая концепция оказалась порочной, но обнаружилось это позднее. Первым из экспериментальных реакторов ЯРД в США был «Ки- ви-А», разработанный ЛАСЛ и собранный в июне 1958 г. на Альбу- керкском заводе ядерного оружия. Активная зона этого реактора была выполнена из большого числа тепловыделяющих элементов (твэлов) в форме графитовых, пропитанных обогащенным ураном (90% по изотопу уран-235) плоских пластин, в каналах между которыми должен был протекать и нагреваться до -1900 К газообразный водород. В центре активной зоны располагалась группа из тринадцати управляющих стержней-поглотителей нейтронов. Замедлителем нейтронов служила тяжелая вода.
10 Глава первая Первое испытание реактора «Киви-А» состоялось на полигоне Джекасс-Флэтс 20 июня 1959 г. (рис. 1.1). После физического пуска реактор работал на малой мощности около 5 минут. 1 июля того же года проведено повторное, заключительное испытание, в ходе которого получена расчетная температура нагрева водорода. Затем реактор был подвергнут разборке, дефектации, радиохимическим и металлургическим исследованиям. Испытания «Киви-А», как и все последующие испытания реакторов этой серии, проводились с открытым выбросом нагретого водорода в атмосферу (реактор на стенде располагался вертикально, выхлопная струя из сопла направлялась вверх). Активность продуктов выхлопа была невысокой (при температуре твэлов около 1900 К она и не могла быть иной), максимум выпадения радиоактивных осадков наблюдался на расстоянии 1,6 км от стенда и был столь невелик, что ограничений на проведение работ в этой зоне практически не вводилось. Вслед за реактором «Киви-А» были созданы конструкции «Ки- ви-AI» (испытан на расчетной мощности 8 июля 1960 г. в течение 15 мин.) и «Киви-АШ» (испытан 19 октября 1960 г. в течение около 15 мин.), завершившие первую фазу программы «Ровер», после чего начались испытания реакторов следующей серии - «Киви-В», значительно модифицированных и приближенных по конструкции к проектировавшемуся летному варианту (твэлы в форме плоских пластин заменены на полые шестигранные стержни, вместо тяжелой воды в качестве замедлителя нейтронов применена окись бериллия, изменена конструкция органов регулирования мощности и др.). Испытания первого из реакторов новой серии - «Киви-В-1А» (единственного в этой серии, предназначенного для Рис. 1.1 Первый экспериментальный реактор США «Киви-А» на испытательном стенде
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 11 испытаний на газообразном водороде) были успешно начаты 28 июля 1961 г., а 7 ноября того же года при подготовке к следующему пуску реактор получил повреждение вследствие взрыва водорода из-за неисправности одного из клапанов (получили травмы 9 человек). Тем не менее испытания реактора были продолжены и завершились 7 декабря 1961 г. (в ходе последнего пуска разрушилась активная зона, отмечен выброс в выхлопную струю части твэлов, реактор был остановлен вследствие появления утечки водорода). Второй реактор новой серии - «Киви-В-1В» был испытан (впервые - на жидком водороде) 1 сентября 1962 г. (рис. 1.2). Несмотря на успешный запуск и относительно стабильное начало работы на стационарном режиме F0 % от запланированной мощности), испытание оказалось крайне неудачным: произошло разрушение активной зоны, через сопло начали вылетать обломки твэлов, обнаружилась большая утечка водорода вследствие повреждения вентиля на измерительной системе. Через 3 месяца, 30 ноября 1962 г., состоялось испытание следующего реактора - «Киви-В-4А» (с улучшенной конструкцией крепления твэлов), продолжавшееся 260 с. Испытание было прекращено досрочно вследствие появления внутри реактора сильной вибрации (как полагали, связанной с особенностями фазового перехода жидкого водорода в газообразный) и наблюдавшихся вспышек пламени в выхлопной струе (связан- ных, вероятно, с выбросом отдельных частей разрушенной теплоизоляции активной зоны). Испытания реакторов серии «Киви-В» на этом не завершились, но мы прервем пока рассказ об этих работах и возвратимся на несколько лет назад в СССР. Рис. 1.2 Реактор «Kueu-B-IB» - первый реактор США, предназначенный для работы на жидком водороде
12 Глава первая В первые послевоенные годы, когда все усилия специалистов-ядерщиков были направлены на создание и испытание первой атомной бомбы, никаких исследований по вопросам применения ядерной энергии в авиации и ракетной технике здесь не проводилось. Но уже в начале 50-х годов под влиянием появившихся в западной печати публикаций и результатов первых собственных расчетов советские ракетчики и ядерщики стали уделять проблемам ядерных двигателей для самолетов и ракет все возрастающее внимание. Первое упоминание об этом в документах высокого уровня содержится в Записке по стратегическим оборонным вопросам, направленной 18 ноября 1953 г. в Президиум ЦК КПСС министрами В.А. Малышевым, Б.Л. Ванниковым, М.В. Хруничевым, П.В. Дементьевым и Д.Ф. Устиновым. В ней излагались предложения, выработанные специальным совещанием «с участием главных конструкторов по авиационной технике тт. Туполева, Мясищева, Лавочкина, Микояна; руководителей научно-исследовательских институтов авиационной промышленности тт. Макаревского, Келдыша, Дородницына и др.; главных конструкторов по ракетной технике тт. Королева, Глушко, Пилюгина, Кузнецова, Коноплева, Бори- сенко и руководителей научно-исследовательского института оборонной промышленности тт. Спиридонова и Янгеля; ученых-физиков Министерства среднего машиностроения - академиков тт. Курчатова, Щел- кина, Александрова и др.», которыми, в частности, рекомендовалось «в целях дальнейшего улучшения летных данных крылатой ракеты * ... приступить к разработке прямоточного воздушно-реактивного двигателя с использованием атомной энергии, что позволит получить практически неограниченные дальности и резко снизить полетный вес ракеты». В подписанном 20 ноября 1953 г. председателем Совета Министров СССР Г. М. Маленковым постановлении правительства, предписывалось: «5. Назначить академика т. Келдыша М. В. научным руководителем всех работ по созданию крылатых ракет как с прямоточным воздушно-реактивным двигателем, так и с прямоточным двигателем с использованием атомной энергии». * Исследовательские работы по крылатой ракете с двигателями на химическом топливе велись в то время в рамках «темы Т-2» в ряде институтов и КБ авиационной и оборонной промышленности. - Прим. авт.
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 13 Несколько позднее в советском правительстве появились предложения о создании боевых самолетов с атомной силовой установкой. Так, в Записке в Президиум ЦК КПСС от 13 октября 1954 г. первый заместитель министра обороны СССР A.M. Василевский и главком ВВС П.Ф. Жигарев отмечали, что «после 8 лет исследовательских работ над самолетом с атомной установкой в США приступили к его практическому созданию. Заключён контракт ВВС США с фирмой Кон- солидейтед Валти на постройку опытного самолета и с фирмой Дженерал Электрик - атомной силовой установки для него. Параллельно заключены контракты на эскизное проектирование самолета с фирмами Боинг и Локхид и атомной установки для него с фирмой Пратт Уитни. Некоторые зарубежные исследователи указывают, что создание самолета с атомной силовой установкой является реальной задачей, которая может быть решена в течение ближайших пяти лет». Предлагалось поручить министерствам авиационной промышленности и среднего машиностроения «проработать вопросы о создании атомной авиационной силовой установки и самолета с ней и доложить свои соображения по этому вопросу ЦК КПСС». Работы как по первому направлению (крылатая ракета с атомным двигателем), так и по второму (самолет - бомбардировщик с атомной силовой установкой) были вскоре в СССР широко развернуты, имеют свою захватывающую и драматичную историю, но ее изложение выходит за рамки книги, посвященной космической ядерной энергетике. Что же касается первых (расчетно-теоретических) работ в СССР по ядерным двигателям для ракет, то они также относятся к 1954 году и были выполнены И.И. Бондаренко, В.Я. Пупко и др. в лаборатории «В» (ныне ГНЦ «Физико-энергетический институт») в г. Обнинске Калужской обл. В следующем, 1955 году*к этим исследованиям по инициативе М.В. Келдыша подключается небольшая (первоначально) группа инженеров НИИ-1 Минавиапрома (ныне Исследовательский Центр имени М.В. Келдыша) во главе с В.М. Иевлевым. Работы в НИИ-1 начались с теоретического анализа и обоснования выбора принципиальных схем ЯРД, но уже в 1956 г. была сформулирована программа первых экспериментальных работ. Как отмечал в 1973 г. научный руководитель работ по ЯРД член-корреспондент АН
14 Глава первая СССР В.М. Иевлев [1.5], «в этих исследованиях принимали участие Л.Ф. Фролов, A.M. Костылев, B.C. Кузнецов, М.М. Гурфинк, В.П. Горда, В.Н. Богин, автор настоящей статьи и др., немного позже подключились к работе (но внесли очень большой творческий вклад в нее) А.Б. Пришлецов, Ю.А. Трескин, А.А. Поротников, К.И. Артамонов, В.А. Зайцев, Ю.Г. Демянко, А.С. Коротеев и др.». Работа была начата в лаборатории 8, начальник которой член-корреспондент АН СССР А.П. Ваничев, как и начальник института В.Я. Лихушин, активно поддержали новое направление. Тогда же начинают проявлять интерес к ядерным двигателям, организуют небольшие группы молодых энтузиастов для первых проработок главные конструкторы ракетной техники: двигателисты - М.М. Бондарюк, В.П. Глушко и ракетчик - СП. Королев. В те годы складывается долговременное творческое содружество ученых и специалистов различных профилей и отраслей: ракетчиков, двигателистов, физиков, материаловедов, военных, содружество, заявившее о себе впоследствии многими научно-техническими достижениями. Первое постановление правительства по рассматриваемой тематике было подписано 22 ноября 1956 г. [1.6]. В нем предписывалось начать «работы по созданию баллистической ракеты дальнего действия с атомным двигателем», утвердить главным конструктором ракеты СП. Королева, главным конструктором двигателя В.П. Глушко, научным руководителем работ по созданию реактора для двигателя А.И. Лейпунского. Несмотря на то, что текст постановления был известен очень узкому кругу лиц, оно резко активизировало работу, подключило к ней новые силы. Это сказалось, в частности, в такой важной сфере, как подготовка кадров. С сентября 1956 г., то есть за три месяца до издания документа, на факультете авиадвигателей Московского авиационного института были организованы учебные группы из наиболее сильных студентов для подготовки специалистов по новому направлению (двое из авторов данной книги, приступив тогда к занятиям на четвертом курсе, оказались неожиданно для себя в новом специализированном студенческом коллективе). Специальные главы математики, нейтронная физика, теплотехника реакторов (лекции по этому
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 15 курсу читал молодой инженер, ныне академик РАН Н.Н. Пономарев- Степной), обширные практикумы на реакторах Института атомной энергии (ныне - РНЦ «Курчатовский институт») - это было далеко не все, что приходилось тогда осваивать неофитам. Вскоре подобные специализации были организованы в МФТИ и МВТУ. Эти три института подготовили в 50-е - 70-е годы свыше тысячи специалистов, составивших основу конструкторских, исследовательских, испытательских коллективов, занятых разработкой ЯРД. С. П. Королев выполнил предписанное ему правительственным постановлением поручение. Точно в срок, во II квартале 1957 г., его ОКБ представило итоги восьмимесячной работы в новом направлении: «Предварительные результаты исследования перспектив ракет дальнего действия». Возможности создания и применения ракет с ядерными двигателями оценивались в этом труде достаточно оптимистично. Проведенные в 1956-57 гг. проработки схем ядерных двигателей выдвинули из всего многообразия на первый план три перспективных варианта ЯРД: с твердофазным реактором (с твердыми поверхностями теплообмена), с газофазным реактором, с нагревом в ядерном реакторе горючего и окислителя и их последующим сжиганием в камере сгорания (от последней схемы в дальнейшем отказались, как не обеспечивающей значительного увеличения удельного импульса тяги). Первый вариант (получивший условное наименование «схема А») мог обеспечить удельный импульс (с водородом в качестве рабочего тела) до 850- 900 с, второй («схема В») - до 2000 с, но содержал, в отличие от первого, множество неисследованных проблем. В то время как по двигателю с газофазным реактором намечался длительный комплекс исследований, ЯРД с твердофазным реактором представлялся (при том, что тоже содержал немало нерешенных вопросов) значительно более близким к практической реализации. В те годы были широко развиты теоретические и экспериментальные исследования в области теплообмена, гидродинамики, технологии тугоплавких материалов (НИИ-1), нейтронной физики и управления (ФЭИ и ИАЭ), разработки оптимального состава и конструкции твэ- лов (НИИ-9, ныне НИИНМ им. А.А. Бочвара). Одновременно были развернуты проектно-инженерные проработки по составу и облику стендовой базы для испытаний и отработки ЯРД.
Глава первая В.М. Иевлевым был выдвинут в 1957 г. принцип обеспечения максимальной поэлементной отработки узлов реактора ЯРД на электротермических и плазмотронных стендах, что позволяло уменьшить ооъем необходимых реакторных испытаний. А это, в свою очередь, послужило важным аргументом для выбора гетерогенной схемы реактора, схемы, в которой материал замедлителя нейтронов расположен отдельно от тепловыделяющих элементов, содержащих уран. Твэлы при этом окружены тепловой изоляцией и заключены в металлический корпус, формирующий законченный, самостоятельный узел реактора - тепловыделяющую сборку (ТВС). Ориентация на гетерогенный реактор и поэлементную отработку его узлов обозначила фундаментальное различие программ создания ЯРД в СССР и США, и это различие оказалось, как было позднее признано в том числе и американскими специалистами, в пользу советской программы. 30 июня 1958 г. было подписано второе, значительно более развернутое постановление правительства по проблеме создания ЯРД. В нем (и приложениях к нему) детально сформулированы этапы работ и сроки их выполнения, изложены поручения десяткам исследовательских, проектных, конструкторских, строительных, монтажных организаций. Там же впервые была документально соединена воедино известнейшая ныне триада - три «К» - отечественных ученых: «Научное руководство работами в целом поручить академику М.В. Келдышу, академику И.В. Курчатову и академику СП. Королеву». На основании Постановления от 30 июня 1958 г. в ОКБ-1 СП. Королева, ОКБ-456 В.П. Глушко и ОКБ-670 М.М. Бондарюка были развернуты проектно-конструкторские работы по определению облика ракет с ЯРД. В ОКБ-1 разрабатывались эскизные проекты одноступенчатой баллистической ракеты ЯР-I и двухступенчатой комбинированной (ядерно-химической) ракеты ЯХР-П [1.7]. В обеих ракетах предусматривалось применение ЯРД тягой 1400 кН. В варианте ЯР-I он был единственным двигателем, а в варианте ЯХР-П использовался на второй ступени. Первая ступень ракеты ЯХР-П оснащалась ЖРД и исполнялась в блочном варианте со схемой старта, аналогичной схеме старта ракеты Р-7. Ракета имела стартовый вес 850-880 т и могла выводить на
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 17 орбиту ИСЗ полезный груз массой 35-40 т. Двигатели всех блоков запускались на Земле (ЯРД ракеты ЯХР-П устанавливался в центральном блоке - второй ступени «пакета»). При запуске ЯРД в качестве промежуточной фазы предусматривался физический пуск (с увеличением мощности реактора от нуля до 0,1% от номинального уровня при отсутствии расхода рабочего тела и, соответственно, тяги). Вывод ЯРД ракеты ЯХР-П на главную ступень производился в полете за несколько секунд до отделения боковых блоков (разделение осуществлялось по схеме, принятой для ракеты Р-7). В ходе разработки эскизных проектов ядерной и ядерно-химической ракет ОКБ-1 в двигательных ОКБ были выполнены несколько проектов ЯРД с твердофазным реактором. Так, в ОКБ-456 (ныне НПО «Энергомаш» имени В.П. Глушко), где работы начались в 1956 г., последовательно были выполнены эскизные проекты двигателей: в 1959 г. - РД-401 (с водным замедлителем нейтронов) и РД-402 (с бериллиевым замедлителем), имевших тягу в пустоте 1680 кН при удельном импульсе тяги 428 с (рабочим телом служил жидкий аммиак), позднее A962 г.) - РД-404 тягой 2000 кН при удельном импульсе тяги 950 с (рабочее тело - жидкий водород) и РД-405 A963 г.) тягой 400-500 кН с реактором, имевшим замедлитель из гидрида циркония и бериллиевый отражатель. В этих проектах были обоснованы многие специальные вопросы: использование гетерогенных реакторов с твердыми замедлителем и отражателем, замкнутая по газовому тракту схема привода турбонасосного агрегата, принцип рулевого управления путем качания двигателя на карданном подвесе, многосопловая конструкция двигателя, позволявшая существенно сократить его продольный габарит и др. Однако в 1963 г. разработка двигателей с твердофазным реактором в ОКБ-456 была прекращена в пользу развертывания силами того же коллектива (Р.А. Глиник, Г.Л. Лиознов, Е.М. Матвеев, К.К. Некрасов, В.Я. Сироткин, В.Н. Петров и др.) работ по газофазным ЯРД. Параллельно с ОКБ-456 несколько проектов ЯРД с твердофазным реактором разработало в те же годы ОКБ-670 (ведущий конструктор темы В.А. Штоколов). Рабочим телом в этих разработках служил аммиак со спиртовой смесью, управление ступенью ракеты осуществ-
18 Глава первая ля лось посредством газовых рулей. Наиболее примечательным был проект двигателя АРД-ЗВ с реактором, где в качестве замедлителя использовалась вода. Эскизные проекты ракет ЯР-I и ЯХР-П были завершены в ОКБ СП. Королева (с учетом материалов по ЯРД, разработанных в ОКБ В.П. Глушко и М.М. Бондарюка) 30 декабря 1959 г. В резюме проектных материалов содержался принципиальной важности вывод о необходимости продолжения разработок ЯРД для применения в составе ракет-носителей космического назначения и нецелесообразности дальнейшей разработки боевой баллистической ракеты ЯР- I или ее модификаций. На основе полученных материалов ОКБ-1, не дожидаясь завершения эскизных проектов ракет ЯР-I и ЯХР-П, уже в середине 1959 г. выдало технические задания ОКБ-670 ГКАТ и ОКБ-456 ГКОТ на разработку эскизных проектов ЯРД схемы «А» тягой (соответственно) 2000 кН и 400 кН. После выхода 23 июня 1960 г. по инициативе СП. Королева Постановления правительства «О создании мощных ракет-носителей, спутников, космических кораблей и освоении космического пространства в 1960-1967 гг.» (это постановление дало начало разработке крупнейшей отечественной ракеты-носителя Н-1) ранее выданные ТЗ на разработку ЯРД были конкретизированы и уточнены с учетом выявившейся к тому времени целесообразности замены в ЯРД (в качестве рабочего тела) аммиака жидким водородом и повышении в связи с этим удельного импульса тяги двигателя до 900-950 с. Проведенные в тот период ОКБ-1 совместно с НИИ-1 и двигательными ОКБ исследования показали, что наиболее перспективным направлением повышения эффективности носителя Н-1 является создание на его основе двухступенчатых носителей с ЯРД на второй ступени, обеспечивающими увеличение масс, выводимых на орбиту ИСЗ, в 2-2,5 раза при использовании двигателя схемы «А» и в 6-10 раз с двигателем схемы «В». Применение ЯРД при доставке груза на Луну обеспечивало увеличение его конечной массы в сравнении с использованием кислородо-водородных ЖРД на 75-90% (схема «А») и 135-175% (схема «В»).
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 19 При осуществлении пилотируемой экспедиции на Марс использование в составе ракетных космических комплексов ЯРД схемы «А» могло снизить, как показывали исследования тех лет, суммарную массу начального груза, выводимого на орбиту ИСЗ, на 40-45% в сравнении с вариантом применения кислородо-водородных ЖРД. Использование ЯРД схемы «В» увеличивало соответствующий выигрыш до 50-60%. Кроме того, высокий удельный импульс тяги ЯРД схемы «В» давал возможность расширить допустимый диапазон дат старта к Марсу или существенно сократить длительность экспедиции. 27 сентября 1960 г. М.В. Келдыш, СП. Королев, А.П. Александров, В.П. Глушко, М.М. Бондарюк, СП. Кувшинников и В.П. Мишин направили Д.Ф Устинову, К.Н Рудневу и М.И. Неделину письмо, в котором отметили, что «проведенные в 1956-1958 гг. рядом организаций (НИИ-1 ГКАТ, ОКБ-1 ГКОТ, ОКБ-456 ГКОТ, ИАЭ им. Курчатова АН СССР, лабораторией «В», ОКБ-670 ГКАТ и др.) комплексные исследования по использованию атомной энергии в двигательных ракетных установках и возможности создания ракет с ЯРД на разных рабочих телах показали, в частности, техническую реальность создания ракеты с ядерной двигательной установкой, использующей в качестве рабочего тела жидкий водород». Отметив необходимость создания «в возможно короткие сроки промышленной базы получения жидкого водорода», подписавшие письмо руководители ведущих оборонных НИИ и ОКБ одновременно предложили «всемерно форсировать работы по строительству экспериментальной базы для отработки ядерных двигателей». Начало созданию такой базы было положено двумя годами ранее. Головная роль в определении ее технического облика и структуры отводилась в тот период предприятиям авиационной отрасли (позднее эти функции перешли к Министерству среднего машиностроения), что следует как из текста упоминавшегося выше постановления правительства от 30 июня 1958 г., так и из нижеприводимого приказа Государственного комитета СССР по авиационной технике (ГКАТ) по вопросу выбора площадки для строительства первого объекта базы - стенда с реактором РВД («Реактор взрывного действия», ныне носит название ИГР), предназначенного для испытаний тепловыделяющих сборок ЯРД.
20 Глава первая ПРИКАЗ Государственного комитета СССР по авиационной технике № 314 8 августа 1958 г. Совет Министров СССР постановлением от 30 июня 1958 г. № 711-339 обязал Государственный комитет СССР по авиационной технике совместно с Министерством среднего машиностроения, Министерством обороны СССР и Государственным комитетом СССР по оборонной технике до 1 сентября 1958 г. представить на утверждение Совету Министров СССР предложения по выбору площадки на полигоне № 2 Министерства обороны СССР для строительства стенда с реактором и горячей лабораторией, а также представить план основных работ по созданию указанных сооружений. Во исполнение постановления Совета Министров СССР по согласованию с Министерством среднего машиностроения, Министерством обороны СССР и Государственным комитетом СССР по оборонной технике приказываю: 1.Образовать комиссию в составе: 1. Ваничев А.П. от НИИ-1 ГКАТ 2. Иевлев В.М. от НИИ-1 ГКАТ 3. Берглезов В.Ф. от НИИ-1 ГКАТ 4. Каверзнев И.М. от НИИ-1 ГКАТ 5. Соколовский Н.Н. от Гипроавиапрома ГКАТ 6. Курбатов В.И. от ОКБ-456 ГКОТ 7. Глиник Р.А. от ОКБ-456 ГКОТ 8. Долгопятов A.M. от ОКБ-1 ГКОТ 9. Козлов В.Ф. от ЦНИИ-58 ГКОТ 10. Кучеров В.И. от МО СССР 11. Ерин В.П. от МО СССР 12. Рыжков И.А. от МО СССР 13. Долганов В.А. от МСМ 14. Петунии Б.В. от Института атомной энергии АН СССР 2. Председателем комиссии назначить доктора технических наук Ваничева А.П. 3. Поручить комиссии к 25 августа 1958 г. представить мне на рассмотрение предложения по выбору площадки на полигоне № 2 МО СССР для строительства стенда с реактором и горячей лабораторией и календарный план основных этапов работ по созданию указанных сооружений. Поручить комиссии установить долю участия и ответственности заинтересованных организаций в создании стенда, его эксплуатации и проведении испытаний. Заместитель председателя ГКАТ А. Кобзарев
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 21 Поручение было выполнено и в том же году на Семипалатинском ядерном полигоне началось, в соответствии с другим правительственным постановлением, строительство реактора и стенда, обеспечивающего проведение петлевых испытаний ТВС ЯРД. Первые конструкции ТВС (они потом были взяты за основу при разработке всех последующих модификаций) разработаны в НИИ-1 и там же изготовлены (И.И. Иванов, В.Н. Богин и др.), для чего была создана специализированная производственная мастерская (твэлы для ТВС поставлялись в НИИ-1 из НИИ-9). Первые три серии петлевых испытаний ТВС в реакторе ИГР, подтвердившие правильность положенных в основу их разработки идей, проведены Институтом атомной энергии имени И.В. Курчатова (ответственным за работу реактора ИГР - руководители работ СМ. Фейнберг, Б.В. Петунии, М.А. Козаченко, Я.В. Шевелев, В.М. Талызин, О.П. Руссков) и НИИ-1 (ответственным за работу стенда и испытуемой ТВС - руководители работ В.М. Иевлев, В.А. Зайцев, Е.П. Терехов) в 1962-1964 гг. Таким образом, в начале 60-х годов как в США, так и в СССР были созданы основные предпосылки для практической реализации планов создания ЯРД и испытания их на стендах и в полете. При этом каждая страна шла своей дорогой - США создавали одну за другой конструкции твердофазных реакторов ЯРД и испытывали их на натурных стендах, притом делали это открыто, СССР в секретном порядке вел натурную поэлементную отработку ТВС и других элементов двигателя, готовя производственную, испытательную, кадровую базу для более широкого наступления. Однако именно в этот период и в одной, и в другой стране в реализации многообещающих программ возникли первые серьезные трудности, носившие как технический, так и финансовый и политический характер. Во-первых, первоначальную эйфорию стало вытеснять понимание того, что за достижение высоких открываемых применением ЯРД показателей придется заплатить немалую цену, решая многие проблемы в материаловедении, металлургии, теплотехнике, прочности, радиационной и вибрационной стойкости материалов, испытательной и измерительной технике. Это требовало соответствующего финансирования,
22 Глава первая кадров и времени. Во-вторых, проектные проработки и реальные достижения подтверждали, что в условиях продолжающегося прогресса в развитии двигателей на химическом топливе (ЖРД и РДТТ) ядерные двигатели нецелесообразно применять на боевых ракетах - все необходимые в пределах околоземного пространства оборонные задачи решались без них. Это обстоятельство в значительной степени отвернуло от ЯРД интерес военных (вскоре он, правда, был возобновлен - на другой основе) и оставило для применения ядерных двигателей лишь сферу исследования космоса, что само по себе, конечно, тоже немало, но позиции нового направления ракетного двигателестроения существенно ослабляло. Наконец, в-третьих, с приходом в Белый Дом в январе 1961 года новой администрации во главе с президентом Кеннеди в США не только были прекращены работы по самолету с атомной силовой установкой, но и развернулась широкая дискуссия (с противостоящими точками зрения) относительно перспективности ЯРД. В обсуждении тогда приняли участие представители НАСА, КАЭ, Конгресса, многие специалисты. В июне 1961 г. Кеннеди лично подвел итоги дискуссии, назвав национальную программу «Ровер» (создание ракеты с ЯРД) одним из четырех приоритетных направлений в завоевании космоса. «Эта программа, — заявил он, — дает перспективу получить через некоторое время более обнадеживающие средства для исследования космического пространства, чем химические ракеты с жидким и твердым горючим, причем не только для исследований районов за Луной, но и отдаленных пределов Солнечной системы». Вскоре программа работ по проекту «Ровер» получила новые импульсы ускорения. Одним из таких импульсов явилось начало работ по созданию летного варианта ЯРД - двигателя «Нерва» (рис. 1.3) и подготовке программы его летных испытаний «Рифт» (RIFT - Reactor In Flight Test - реактор в испытательном полете). Испытания предполагалось проводить в ходе полета ракеты «Сатурн-В» по баллистической траектории (без выхода на орбиту ИСЗ) высотой до 1000 км с последующим падением отработавшего программу двигателя в южную часть Атлантического океана (перед входом в воду реактор ЯРД должен был быть взорван). Разумеется, с современных позиций защиты природы Земли такая программа представляется варварской и невозможной, но не забудем, что в
исторический очерк разработки ЯРД 23 те годы США и СССР продолжали или планировали интенсивные испытания мощного ядерного оружия в трех средах (в атмосфере, в космосе, под водой), и о радиационной защите биосферы мало кто думал. Рис» 1.3 Ядерный ракетный двигатель «Нерва»: слева - общий вид, справа - схема двигателя: 1 - бак с жидким водородом; 2 - насос подачи водорода; 3 - защитный тепловой экран; 4 - активная зона реактора; 5 - отражатель нейтронов; 6 - корпус реактора; 7 - сопло; 8 - отбор горячего водорода для привода турбины; 9 - обечайка, разделяющая активную зону и отражатель; 10 - сопла управления траекторией полета; 11 - турбина.
24 Глава первая Неудачные испытания в 1962 г. реакторов серии «Киви-В» затормозили выполнение этих планов. Становилось понятным, что «лобовая» концепция создания ЯРД является, скорее всего, ошибочной, и необходимо длительное, последовательное решение возникших в ходе разработки материаловедческих, конструкторских, теплотехнических и иных проблем. Намеченные на 1963 год шесть испытаний реакторов (два из которых, «Киви-В-4Б» и «Киви-В-4Е» были уже изготовлены) перенесли на следующий год, а построенный к марту 1963 г. стенд ETS-1 для испытаний двигателя «Нерва» оказался незадействованным. В декабре 1962 г. президент Кеннеди, специально посетивший Лос-Аламосский центр для ознакомления с ходом выполнения программы «Ровер», заявил: «Следует понять, что ядерная ракета даже при наиболее благоприятных обстоятельствах не будет применяться в первых полетах на Луну - до 1970-1971 гг. Она будет пригодна для дальнейших полетов к Луне или к Марсу. Но у нас имеется много хороших конкурирующих областей применения средств, выделяемых на освоение космоса, и мы должны стремиться направлять их в те программы, которые принесут нам успех, в первую очередь в осуществлении полета на Луну, а затем уже рассматривать полеты на Марс». После прихода в ноябре 1963 г. к руководству США президента Л. Джонсона финансирование программы «Ровер» вновь увеличилось, однако ненадолго. Отсутствие конкретной задачи для ракеты с ЯРД и непреодоленные трудности в разработке реактора увеличивали скепсис не только администраторов, но и технических специалистов. Через некоторое время НАС А и КАЭ заявили о пересмотре программы «Ровер» в направлении сосредоточения усилий на разработке экспериментальных стендовых реакторов с одновременным прекращением работ по летным объектам (то есть, по программам «Нерва» и «Рифт»), Вскоре была пересмотрена и программа испытаний «Киви»: вместо первоначально намеченных 35-50 реакторов и двигателей, необходимых для стендовой доводки до перехода к летным испытаниям, в планах остались испытания 10 реакторов и 5-7 двигателей (NRX и ХЕ), вслед за чем предусматривался переход к созданию более мощных реакторов «Фобос», предназначенных для ЯРД, которые предполагалось разработать после двигателя «Нерва».
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 25 В таблице 1.1 приведен составленный по документам НАС А и КАЭ сводный перечень реакторов и двигателей, построенных и испытанных в США в рамках программ разработки ЯРД («Ровер» и «Нерва»). Таблица 1.1 Наименование объекта разработки Киви-А Киви-Al Киви-B-IA Киви-В-1В Киви-В-4А Khbh-B-4D Киви-В-4Е Фобос-1А Фобос-IB Фобос-2А NRX-A2 NRX-A5 NRX-A4 NRX-A6 ХЕ-1 Проектная тепловая мощность 70 85 300 900 500 1000 950 1070 1400 420 1000 1100 1155 1200 1100 Рабочее тело газообразный водород то же » то же » » » » » » » » » » Головная фирма (автор разработки) ЛАСЛ то же » » » » » » » » Aerojet General- West in ghouse Electric* то же » » » Год проведения испытаний 1959 1960 1961 1962 1962 1964 1964 1965 1967 1968 1964 1965 1966 1967 1969 * Aerojet General - головная фирма по разработке ЯРД, Westinghouse Electric головная фирма по разработке реактора. На рубеже 60-х - 70-х годов были еще созданы и испытаны два реактора («PEWEE» в 1968 г. и NF-1 в 1972 г.), предназначавшиеся для испытаний топливных элементов реакторов ЯРД (воспроизводи-
26 Глава первая лась, таким образом, в некоторых чертах советская концепция, связанная с автономной отработкой узлов и систем ядерных двигателей). Однако, в связи с все более основательным сосредоточением финансовых затрат на лунной программе и отсутствием представлений о близких перспективах космического применения ЯРД, программа США по созданию ядерных двигателей в этот период неуклонно сокращалась в объеме и в 1973 г. была закрыта, стенды и производственные мощности законсервированы, персонал уволен. В СССР метаморфозы, испытанные американской программой, разумеется, не остались без внимания. Они тщательно анализировались в научно-технических и административных кругах. Неудачи в испытаниях реакторов «Киви», сокращение финансирования разработок ЯРД в США оказывали, конечно, тормозящее действие на ход советских работ, но не могли их остановить. В начале 60-х годов к работам по ЯРД подключаются новые организации, в частности, создается специализированный НИИ по разработке твэлов (ныне НПО «Луч») и полупромышленное производство твэлов и ТВС ЯРД, организуются производственные мощности по изготовлению деталей из бериллия, гидрида циркония и др. В конце 50-х годов в стране начались исследовательские и проектные работы по созданию центральной испытательной базы для отработки ЯРД (ЦИБ ЯРД). Основные положения первого технического задания на эту базу, разработанного под руководством В.М. Иевлева, Л.Ф. Фролова и Ю.А. Трескина, были рассмотрены М.В. Келдышем и 12 августа 1959 г. доложены И.В. Курчатову, А.П. Александрову и А.И. Лейпунскому. После подробного обсуждения возможных технических решений к дальнейшей проектной проработке были предложены варианты стендов, снабженных «закрытым» выхлопом (то есть, варианты, предусматривающие выдержку в газгольдерах и фильтрацию продуктов выхлопа перед их сбросом в атмосферу). Вскоре головной организацией по проектированию базы был определен Ленинградский проектный институт (позднее - ВНИПИ Энерготехники). В те же годы деятельное участие в работах по ЯРД стали принимать войсковая часть, дислоцированная на Семипалатинском испытательном полигоне, - вначале в качестве соисполнителя, а позднее как одна из
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 27 головных организаций (по вопросам стендового обеспечения испытаний, радиационной безопасности участников испытаний и населения, базового обслуживания стендовых комплексов), НИИ приборостроения Минавиапрома, Институт биофизики Министерства здравоохранения СССР, Институт прикладной геофизики Главного управления гидрометеослужбы и многие другие организации. После принятия в 1964 г. постановления ЦК КПСС и Совета Министров СССР о строительстве первой очереди испытательной базы ЯРД - стендового комплекса «Байкал» на Семипалатинском полигоне развернулось грандиозное строительство, которое велось затем (в том числе параллельно с проведением испытаний) более полутора десятков лет. Основой первой очереди был стенд для испытаний наземного прототипа ЯРД тягой 400 кН (двигатель и стенд для его испытаний разрабатывались под научным руководством - по нейтронно-физичес- кой части - Института атомной энергии им. И.В. Курчатова). Однако с течением лет в советской программе разработки ЯРД произошли изменения, которые привели к тому, что этот стенд (первое рабочее место стендового комплекса «Ёайкал», выполненное с открытым, а не с закрытым, как первоначально предполагалось, выхлопом) был переориентирован на групповые испытания ТВС ЯРД в составе реактора ИВГ («Исследовательский, высокотемпературный, газоохлаждаемый»). Упомянутые изменения, вызванные отсутствием для ракет с ЯРД (как и в США) конкретных космических задач, состояли в переносе приоритета советской программы на разработку предложенного Центром Келдыша экспериментального реактора минимальной мощности ИР-20-100, а на его основе - летного ЯРД тягой около 36 кН для испытаний и возможного использования в составе ракеты «Протон». Ракетный модуль с малоразмерным ЯРД предполагалось затем применить в качестве разгонного блока для отправки автоматических станций к планетам Солнечной системы. Первым из главных конструкторов с материалами по малоразмерному ЯРД познакомился в 1965 г. в Центре Келдыша A.M. Исаев и принял их к опытно-конструкторской разработке. Однако в следующем, 1966 году работа по этому направлению в ОКБ A.M. Исаева
28 Глава первая была директивным указанием прекращена и задание на разработку ЯРД передано в КБ Химавтоматики Главного конструктора А.Д. Ко- нопатова (г. Воронеж). С той поры вся работа в СССР по созданию ЯРД с твердофазным реактором подчинялась задаче создания двигателя тягой 36 кН, получившего индекс 11Б91. На первом этапе совместных работ Конструкторскому бюро Химавтоматики были Центром Келдыша переданы расчетные данные по ЯРД, методические указания, экспериментальные результаты по реакторным материалам, конструкторские, технологические проработки и другие необходимые для проектирования двигателя сведения. Аналогичная работа была проделана ФЭИ. Это позволило выпустить аванпроект ЯРД 11Б91 (главный конструктор - КБ Химавтоматики, научный руководитель разработки - Центр Келдыша, научный руководитель по нейтронно-физи- ческой части - ФЭИ) в очень сжатые сроки. По первоначальному распределению работ создание стендового прототипа реактора ЯРД - аппарата ИР-100 было поручено Центру Келдыша (который в течение трех лет спроектировал, совместно с кооперацией изготовил и затем провел контрольную сборку основных узлов реактора: отражателя, замедлителя, регулирующих барабанов с поглощающими вставками, ТВС и др.), а летного варианта - КБХА. В 1970 г. осуществлено объединение обеих программ в единую совместную программу создания стендовых реакторов ЯРД, получивших индекс 11Б91-ИР-100. С тех пор вся конструкторская работа по стендовым и летным образцам ЯРД 11Б91 сосредоточилась в КБХА. Разработку вела большая группа конструкторов, расчетчиков, технологов - А.Д. Конопатов, Г.И. Чурсин, В.Р. Рубинский, А.И. Белогуров, Ю.И. Мамонтов, Л.Н. Никитин, B.C. Рачук, В.Н. Мелькумов, Н.Д. Панковец, А.И. Кузин, Л.Н. Григоренко, Ю.В. Мамаев и многие другие. Активно участвовали в этих работах руководители и научные сотрудники отделения ядерных двигателей Центра Келдыша (В.М. Иевлев, Ю.А. Трескин, В.Ф. Семенов, Г.В. Конюхов, В.П. Горда, А.И. Горин, В.Н. Рыбин, А.И. Петров, А.В. Борисов и др.). В Физико-энергетическом институте параллельно развивались теоретические и экспериментальные работы по обоснованию нейтронно- физических параметров реактора и принципов управления им, выбору
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 29 й исследованию характеристик блока радиационной защиты (В.А. Кузнецов, В.Я. Пупко, В.А. Коновалов, Ю.А. Прохоров, И.И. Захаркин, д.А. Веденеев, А.Г. Портяной, А.Г. Матков, А.Д. Овечкин, С.Ф. Дегтярев и др.). Экспериментальные исследования велись вначале на критических сборках и физических моделях реактора (первая из них - модель реактора ИР-20 выведена в критическое состояние 13 апреля 1963 г.), а с 1968 г. - на специализированном физическом стенде «Стрела», где был установлен реактор, очень близкий по физическим свойствам (включая использование твэлов натурной геометрии и композиции) к реактору ЯРД 11Б91. Эти исследования позволили установить оптимальные соотношения между геометрическими параметрами реактора и концентрацией урана в твэлах, характер распределения энерговыделения по объему активной зоны, величину запаса реактивности, масштаб температурных эффектов и др. На этом же стенде проведен физический пуск первого стендового реактора ЯРД - аппарата 11Б91-ИР-100. Реактор был выведен в критическое состояние, после чего проведена обширная программа исследований, существо которых излагается в третьей и четвертой главах книги. Большой объем работ при создании ЯРД проведен НПО «Луч» (ранее - НИИтвэл, Подольский научно-исследовательский технологический институт) - ведущим предприятием по разработке, изготовлению и испытаниям ТВС ЯРД (руководители института М.В. Якуто- вич, И.Г. Гвердцители, И.И. Федик). Здесь на основе более ранних разработок НИИ неметаллических материалов и Центра Келдыша разработана проектная документация и создано полупромышленное производство ТВС. Тепловыделяющими сборками НПО «Луч» были укомплектованы все отечественные реакторы ЯРД, предназначенные для технологических и натурных испытаний. Филиал НПО «Луч» — Объединенная экспедиция обеспечивала подготовку и проведение испытаний ТВС и реакторов ЯРД на стендовом комплексе «Байкал». Исследование принципов управления ЯРД и разработку аппаратуры управления для всех стадий стендовых натурных испытаний реакторов ЯРД осуществлял НИИ приборостроения (Главный конструктор - А.С. Абрамов). Эта же организация вела разработку блоков аппаратуры управления для летных испытаний двигателя.
30 Глава первая В 1972 г. на первом рабочем месте стендового комплекса «Байкал» Объединенной экспедицией НПО «Луч» (руководители И.А. Могильный, А.П. Ивлев, В.П. Денискин) под научным руководством Института атомной энергии имени И.В. Курчатова (Н.Н. Пономарев- Степной, В.М. Талызин, В.А. Павшук и др.) осуществлен физический пуск реактора ИВГ (конструктор - НИКИ энерготехники во главе с Н.А. Доллежалем), а в 1975 г. - его энергетический пуск, вслед за чем A976 г.) на стенде с новым реактором развернулась программа групповых испытаний ТВС ЯРД в сочетании с широким кругом исследований сопутствующих задач (эти работы вели ИАЭ им. И.В. Курчатова, НПО «Луч» и его Объединенная экспедиция, а также ряд других исследовательских организаций). В 1977 г. введено в эксплуатацию второе-А рабочее место стендового комплекса «Байкал», на котором 17 сентября 1977 г. достигнуто критическое состояние и начался физический пуск первого реактора ЯРД 11Б91. Через полгода, 27 марта 1978 г. проведен энергетический пуск первого реактора, а 3 июля 1978 г. и 11 августа 1978 г. - огневые испытания ОИ-1 и ОИ-2 соответственно. Подготовку и проведение этих работ обеспечивали Объединенная экспедиция НПО «Луч» и Комплексная экспедиция (руководители В.А. Зайцев, A.M. Косты- лев, A.M. Лазарев, Ю.Г. Демянко, Р.А. Федотов) Центра Келдыша во взаимодействии с КБ Химавтоматики, Физико-энергетическим институтом, другими исследовательскими организациями и войсковыми частями. В конце 70-х - начале 80-х годов на стендовом комплексе проведены еще две серии испытаний - второго и третьего аппаратов 11Б91- ИР-100. Продолжались испытания ТВС в реакторах ИГР и ИВГ, велось строительство сооружений, имевшее целью ввод в эксплуатацию второго-Б рабочего места для испытаний двигателя на жидком водороде. Одновременно на расположенном в Подмосковье специализированном стенде НИИ химического машиностроения проводилась широкая программа испытаний так называемого «холодного» двигателя 11Б91Х, воспроизводящего конструкцию натурного двигателя, но без ядерного реактора (подробнее об этом - в главе 4). Работы велись широким фронтом и подготовка первого ЯРД (рис. 1.4) к летным испытаниям
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 31 технически была делом нескольких лет. Однако именно в начале 80-х годов стало окончательно ясно, что ЯРД в качестве маршевого двигателя космических аппаратов найти применение в перспективе ближайших десятилетий не сможет. Тому было немало причин: и перенесение на дальнюю перспективу в СССР и в США представлявшихся крайне актуальными в 60-е - 70-е годы задач по пилотируемым полетам к планетам Солнечной системы, и существенный прогресс, достигнутый в те же годы в разработке высокоэффективных ЖРД, и трудности с обеспечением радиационной безопасности при отработке и эксплуатации космических ядерных установок. Последнее обстоятельство, особенно после сильнейшего психологического удара, потрясшего мир в результате ядерной аварии 1986 года на Чернобыльской АЭС, сыграло едва ли не главную роль в фактическом замораживании на неопределенный срок советских (в дальнейшем - российских) работ по ядерным ракетным двигателям (столь же негативно сказалась эта авария на программах развития промышленной ядерной энергетики в большинстве стран мира). Надо сказать однако, что к середине 80-х годов советские специалисты уже не рассматривали ядерный двигатель как устройство, предназначенное лишь для создания тяги. Принципиальные достоинства твердофазных ракетных реакторов - возможность нагрева газообразных рабочих тел до температур 2500-3000 К, относительно неболь- Рис. 1.4 Разработанный в СССР ядерный ракетный двигатель 11Б91 (макет)
32 Глава первая шая масса и высокая концентрация энергии - расширяли возможный диапазон их использования в ракетной технике. Уже в 70-е годы было показано, что на основе высокотемпературного твердофазного реактора как источника горячего газа могут быть созданы не только двигатели, но и энергетические газотурбинные установки, работающие по открытому или замкнутому циклу, а также комбинированные системы, выполняющие функции и двигателя, и устройства, вырабатывающего электрическую энергию. Такие системы в сочетании с высокоэффективными потребителями энергии (будь то бортовые агрегаты энергообеспечения дальних космических полетов или устройства на основе газодинамических лазеров либо СВЧ-излучателей для энергоснабжения Земли из космоса или дистанционного энергопитания космических объектов) имеют большие перспективы в наступившем XXI веке. В 70-х - 80-х годах века минувшего по этим системам проведены не только теоретические проработки, но и экспериментальные исследования (длительно работающих газотурбинных контуров, теплообменников, газовых подшипников, криогенных электрогенераторов и др.), проектные проработки систем в целом, натурные реакторные испытания на стендовом комплексе «Байкал» (серия П-3 испытаний ядерного реактора на втором-А рабочем месте). Результаты этих работ свидетельствуют, что фундамент для разработки перспективных ядерных космических технологий можно считать созданным, и время появления на нем соответствующей постройки определяется теперь только моментом постановки конкретной целевой задачи и выделения необходимого финансирования. Двигатели и энергетические установки на основе твердофазного реактора составляли главное содержание многолетних работ по ядерной космической энергетике. Главное, но не единственное. С середины 50-х годов в СССР развивались исследования и по другим схемам, среди которых, в частности, заметное место занимали исследования и разработки по ЯРД и ЯЭУ с газофазным ядерным реактором. Такие исследования были начаты в Центре Келдыша под руководством В.М. Иевлева (К.И. Артамонов, А.Б. Пришлецов, Н.Н. Борисов, А.Я. Гольдин, А.А. Павельев, В.М. Мартишин и др.) и с самого начала имели весьма многообещающий характер, поскольку предполагали
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 33 возможность нагрева в реакторе с делящимся веществом, находящимся в газовой фазе (точнее - в состоянии плазмы), рабочего тела до температур около 6000 К, что обеспечивало получение удельного импульса тяги на водороде до 2000 с. Проведенные во второй половине 50-х годов расчетно-теоретические, а отчасти и экспериментальные исследования газодинамики газовых твэлов (эти работы выполнялись в Центре Келдыша), физики газовых реакторов (Физико-энергетический институт), свойств неидеальной плазмы (Центр Келдыша и Московский физико-технический институт) обосновали принципиальную возможность получения высоких удельных характеристик ЯРД с газофазным реактором, что позволило поставить вопрос о начале проектных проработок конкретных технических устройств. Такие работы начались в 1963 г. в НПО «Энергомаш» под руководством Главного конструктора В.П. Глушко. Они велись в нескольких направлениях: - проектирование ЯРД с газофазным реактором тягой 6 МН; - разработка экспериментального стендового однотвэльного двигателя, предназначенного для отработки основных рабочих процессов; - разработка технических предпосылок проектирования стендовой базы для натурных испытаний. В 1968 г. в НПО «Энергомаш» была закончена разработка проекта двигателя РД-600 с удельным импульсом тяги 2000 с и удельной массой 100 кг/т. Двигатель содержал многотвэльный газофазный реактор с твердыми замедлителем и отражателем (бериллий, окись бериллия, графит), газовые твэлы с центральной движущейся струей ядерного горючего, замкнутый циркуляционный контур газообразного и жидкого урана, магнитную систему, предназначенную для обеспечения стабилизации струйных течений в газовых твэлах. Рабочим телом в нем служил водород с добавкой лития. Изданное 24 мая 1968 г. постановление правительства предусматривало создание газофазного ЯРД на основе предложенного проекта, а также строительство стендовой базы (получившей название «Байкал-2») для его испытаний. В 1970 г. на основании того же постановления НПО «Энергомаш» (главный конструктор), Центр Келдыша (научный руководитель), ФЭИ (научный руководитель по физической части) и ряд других организаций
34 Глава первая разработали эскизный проект космической энергетической установки с газофазным реактором ЭУ-610 электрической мощностью 3,3 гВт и удельной электрической мощностью 0,7-Ю5 кВт/кг. В схеме установки было предусмотрено использование однотвэльного газофазного реактора с непроточной зоной делящегося вещества при отсутствии циркуляционного контура ядерного горючего. В 70-е - 80-е гг. по ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором проведен обширный комплекс исследований, давший немало неординарных научных результатов (содержание этих работ рассматривается в пятой главе книги). Однако число принципиальных физических и технологических проблем, возникших в ходе проектирования газофазных ядерно-ракетных устройств, оказалось значительно большим, чем первоначально предполагалось. Двигатель и энергетическая установка с газофазными твэлами не были созданы, не была построена (хотя проведены проектные и изыскательские работы на выбранной площадке) предназначенная для испытаний этих объектов стендовая база. В 50-х годах XX века берет начало еще одно важное направление ядерной космической техники - разработка двигателей и энергетических установок с безмашинным преобразованием ядерной энергии в электрическую (в электрореактивных двигателях - ЭРД - полученная электроэнергия преобразуется затем в кинетическую энергию реактивной струи с помощью электрических плазменных движителей). Исследования по этому направлению были начаты в 1957 г. в ОКБ СП. Королева (в подразделении М.В. Мельникова) и Физико-энергетическом институте (под руководством А.И. Лейпунского и И.И. Бон- даренко), а изучение ЭРД - в конце 50-х годов в Институте атомной энергии (под руководством Л.А. Арцимовича), НИИ-1 (под руководством В.М. Иевлева и А.А. Поротникова) и ряде других организаций. Первый этап работ завершился в 1962 г. представлением в разработанный тогда же эскизный проект ракеты-носителя Н-1 раздела «Материалы по ядерным электрореактивным двигателям для тяжелых межпланетных кораблей». В дальнейшем теми же предприятиями с привлечением все более расширявшейся с годами кооперации были разработаны эскизные проекты ядерной энергетической установки с реактором-генератором на тепловых нейтронах электрической мощностью
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 35 300 кВт A963 г.) и «Ядерного электрореактивного двигателя ЯЭРД- 2200 для межпланетного корабля с экипажем» A965 г.). Тогда же развернулась широкая программа экспериментальных работ, позволившая обосновать оптимальные характеристики реакторов, термоэмиссионных преобразователей тепловой энергии реактора в электрическую, электроплазменных движителей. На основе этих материалов в ОКБ имени СП. Королева (его в 1966 - 1974 гг. возглавлял В.П. Мишин) был в 1969 г. разработан для ракетно-космического комплекса Н-1М эскизный проект электроэнергетического и ракетно- космического блока с ЯЭРД 11Б97. Проект двигателя 11Б97 стал на долгие годы важной технической и организующей основой для исследований, связанных с разработкой мощных ЯЭРД и ЯЭУ с термоэмиссионным преобразованием энергии. Параллельно с этими работами развивалась программа создания менее мощной ЯЭУ «Тополь» с реактором на тепловых нейтронах и термоэмиссионными преобразователями энергии (научный руководитель разработки ИАЭ им. И.В. Курчатова), два экземпляра которой прошли в конце 1980-х гг. успешные летно- конструкторские испытания в космосе. Рассмотрение хода и сущности этих работ выходит за рамки задач, которые ставили перед собой авторы при работе над данной книгой. Отметим лишь, что созданный по этим направлениям проектно-конструкторский и технологический задел, полученные к настоящему времени, экспериментально или иными способами обоснованные технические характеристики реакторов-преобразователей, электрогенерирующих каналов, плазменных движителей и других ответственных узлов позволяют рассматривать ЯЭРД и ЯЭУ с термоэмиссионным преобразованием энергии в качестве важных средств решения перспективных космических задач, связанных с освоением ближнего и дальнего космоса. В ходе полувековой истории работ по созданию ЯРД и ЯЭУ исследовались и другие схемы двигателей и энергетических установок. Отметим в этой связи ЯЭУ с реактором на быстрых нейтронах (хладоагент - натрий-калиевая эвтектика) и термоэлектрическим преобразованием тепловой энергии в электрическую. Советские ЯЭУ этого типа (мощностью около 3 кВт), а также американские ЯЭУ типа SNAP-10A не только разрабатывались, но и в течение около полутора десятков лет испыты-
36 Глава первая вались и эксплуатировались на космических объектах. Для целого ряда задач, где потребная мощность ограничивается величиной около 1 кВт, в СССР и США были разработаны и успешно эксплуатировались ЯЭУ с радиоизотопными генераторами (они использовались, в частности, в советской программе обследования автоматами-«Луноходами» Луны). Среди схем, которые тщательно исследовались (в том числе, в рамках обширных экспериментальных программ) упомянем еще о ЯРД, включающем реактор с псевдожиженным вращающимся слоем пылевидных частиц ядерного горючего, а также об импульсном ЯРД, который сообщает энергию движения космическому аппарату за счет последовательных взрывов в камере или под специальной платформой ядерных зарядов. Несмотря на заманчивые расчетные характеристики таких двигателей, реализовать эти схемы в связи с большим числом технических трудностей не удалось. Из всего набора исследованных и разработанных в течение полувека схем ЯРД и ЯЭУ наиболее продвинутыми технологически, имеющими развитую стендовую базу для наземных испытаний являются сегодня комбинированные ЯЭДУ на основе твердофазных реакторов и ЯЭДУ с термоэмиссионным преобразованием энергии и электроплазменными движителями. Они же имеют, как показано в главе 7, и наибольшие перспективы в решении будущих космических задач. Работы по ЯРД и ЯЭУ ведутся в настоящее время в России в научно-исследовательском плане. Это позволяет, сохраняя созданную в прошедшие десятилетия конструкторско-технологическую, экспериментальную, кадровую основу, продвигаться вперед в исследовании ряда проблемных направлений (некоторые из таких направлений освещаются в главах 3 и 7). Это позволяет сохранять базовые предпосылки для перехода в период, когда это станет необходимым, к возобновлению опытно-конструкторской разработки конкретных объектов.
Краткий исторический очерк разработки ЯРД 37 ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 1 1.1. Server R. The Use of Atomic Power for Rockets: Project RAND RAD-2, 1946. 1.2. Seifert H.S., Mills MM. Problems of Application of Nuclear Energy to Rocket Propulsion: Jet Propulsion Laboratory, 1947. 1.3. Shepherd L.R. Cleaver A.V. The Atomic Rocket. - J. Brit. Interplanetary Soc, 1948. 1.4. Bussard R.W. DeLayer R.D. Nuclear Rocket Propulsion, 1958. 1.5. BM. Иевлев. Ядерные ракетные двигатели и ядерные энергетические установки. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1973, вып. 18, ч. IV. 1.6. Архив Президента РФ, ф. 3, on. 47. д. 212. 1.7. СП. Королев и его дело. Избранные труды и документы. - М.: Наука, 1998.
38 Глава вторая Глава вторая СОСТАВ ДВИГАТЕЛЯ, УДЕЛЬНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ ЯРД Принципиальная схема ядерного ракетного двигателя (см., например, рис. 1.3) дает наиболее общее представление о двигателе в целом, в значительной мере определяет состав двигательной установки и характер взаимодействия ее агрегатов, а также основные характеристики двигателя: массу, габариты, расход рабочего тела на единицу тяги, некоторые особенности конструкции. Схема должна выбираться с учетом необходимости максимально упростить эксплуатацию двигателя, в том числе запуск, стационарный и промежуточные режимы, останов, а также такой специфический для ЯРД процесс, как расхолаживание ядерного реактора. Наконец, схема двигателя должна учитывать возможность возникновения в нем в процессе работы нештатных (предаварийных или аварийных) ситуаций и предусматривать необходимые меры для их предотвращения. На схему двигателя сильное влияние оказывает выбор основного рабочего тела и других агентов рабочего процесса, их физические и химические характеристики. Разработка схемы это всегда компромиссный выбор из ряда схем, удовлетворяющих различным (нередко противоречивым) требованиям. Одна из главных особенностей ЯРД состоит в том, что максимально достижимые в них значения удельного импульса тяги определяются не энергетическим потенциалом реакции (как, например, в жидкостных ракетных двигателях или двигателях на твердом топливе), а почти исключительно схемой двигателя и физико-химическими свойствами выбранных конструкционных материалов.
Состав двигателя, удельные характеристики 39 Кажущееся многообразие возможных схем ЯРД большой тяги* после детального анализа и отсечения идей заведомо неприемлемых (энергетически, экономически, конструктивно) сводится в итоге к небольшому числу вариантов, отличающихся между собой, главным образом, типом используемого ядерного реактора. В общем случае схема ЯРД содержит следующие основные системы и агрегаты: 1. Ядерный реактор; 2. Камера сгорания (для схем с двухкомпонентным рабочим телом); 3. Сверхзвуковое сопло; 4. Система подачи рабочего тела; 5. Система управления реактором и двигателем в целом. Рассмотрим некоторые вопросы, которые следует иметь в виду при анализе и выборе схемы ядерного ракетного двигателя. Ядерный реактор Как отмечено выше, реактор является определяющим элементом ядерного двигателя. Реактор может работать на тепловых, промежуточных или быстрых нейтронах, быть гомогенным (в первых двух случаях) или гетерогенным в зависимости от способа размещения в нем делящегося вещества. В гомогенном реакторе делящееся вещество (как правило в этом качестве используется обогащенный уран) распределено равномерно или по определенному закону в объеме активной зоны, тогда как в гетерогенном оно сосредоточено в тепловыделяющих элементах, объединенных в тепловыделяющие сборки, которые, в свою очередь, размещаются в массе твердого или жидкого замедлителя нейтронов. * Здесь и далее под двигателями большой тяги понимаются такие, которые могут быть использованы для быстрого перемещения ракетно-космических объектов вблизи Земли и других планет Солнечной системы. В отличие от них двигатели малой тяги предназначены, в основном, для перемещения космических объектов на межпланетных траекториях или для изменения пространственной ориентации объектов на околопланетных орбитах.
40 Глава вторая Реактор ЯРД является одновременно: - физическим устройством, в котором должны строго выполняться необходимые соотношения формы, размеров и материального состава активной зоны, концентрации делящегося вещества, типа и размещения поглотителей нейтронов, регулирующих скорость ядерной реакции; - теплообменным аппаратом, в котором должны быть созданы каналы для протока рабочего тела, а также развиты необходимые теплопередающие поверхности для обеспечения нагрева рабочего тела до расчетной температуры; - высоконапряженным в тепловом и силовом отношениях узлом конструкции двигателя, надежность работы которого в решающей степени определяет безопасность эксплуатации ЯРД; - источником ионизирующих излучений, что требует применения специальных мероприятий для защиты от них других узлов конструкции двигателя и иного оборудования, а также обслуживающего персонала. В гомогенном реакторе каналы для протока рабочего тела рассредоточены по объему замедлителя, так что в этом случае последний обязан быть, во-первых, твердым, а во-вторых, изготавливаться из теплостойких материалов (графит, карбиды тугоплавких металлов и др.). В гетерогенном реакторе замедлитель может быть как твердым, так и жидким или комбинированным. Выбор типа и материала замедлителя проводится в рамках многофакторной оптимизации схемы двигателя. Так, реактор с замедлителем из графита окажется более тяжелым, чем с замедлителем из обычной воды, однако с учетом массы агрегатов системы охлаждения ЯРД с графитовым замедлителем может оказаться легче. Эффективность реактора как физического устройства во многом определяется количеством («загрузкой») в нем делящегося вещества. Минимизация этого количества обеспечивается подбором рациональной формы и размеров реактора, материалов активной зоны и отражателя, выбором типа и расположения подвижных поглощающих нейтроны элементов, обеспечивающих регулирование мощности и аварийную защиту.
Состав двигателя, удельные характеристики 41 Важное значение имеет выбор материалов конструкции реактора. Все используемые материалы (за исключением материалов, применяемых в регулирующих органах) должны иметь малое сечение поглощения нейтронов. Материал замедлителя должен содержать по возможности значительную долю легких атомов (водород, дейтерий, бериллий, углерод), обеспечивающих более эффективное снижение энергии нейтронов в ходе нейтронно-атомных взаимодействий. В то же время в целях обеспечения нагрева рабочего тела до максимально возможных температур в реакторе должны использоваться жаропрочные материалы, к тому же химически инертные (или почти инертные) по отношению к рабочему телу. Но такие материалы имеют, как правило, повышенное сечение поглощения нейтронов, и их применение в больших количествах приводит к ухудшению нейтронно-физических характеристик реактора. Отрицательное влияние нейтронопоглощающих конструкционных материалов заметно снижается при переводе процесса деления в область промежуточных нейтронов. Но это ведет к увеличению загрузки реактора делящимся веществом и к уменьшению его размеров, так что в нем в таком случае может не разместиться необходимая площадь поверхности теплообмена. По этой причине неприемлемы для использования в ЯРД реакторы на быстрых нейтронах. Задача максимизации использования всего объема реактора приводит к необходимости неравномерного распределения по активной зоне концентрации делящегося вещества, плотности размещения охлаждающих каналов и др. Определение законов такого распределения и их реализация составляют специфическую проблему профилирования реактора ЯРД. Основной показатель экономичности ракетного двигателя - удельный импульс тяги (J) - прямо зависит от температуры, до которой нагревается и затем входит в реактивное сопло рабочее тело. С достаточной в контексте настоящего рассмотрения точностью /~ JCp (Тк —Т^) , где Тк и Та - температуры рабочего тела соответственно на входе и выходе из реактивного сопла, С — средняя в интервале Тк + Т& теплоемкость рабочего тела. Из этого простого соотношения следуют два принципиально важных вывода.
42 Глава вторая Во-первых, для получения возможно большего удельного импульса температура нагрева Тк должна быть максимальна (при этом Т& должна быть возможно меньшей, но «распоряжаться» значением температуры на выходе из сопла мы можем лишь в очень узких пределах). Поскольку Тк прямо связана с температурой теплопере- дающей поверхности реактора (разность этих температур AT. определяет величину удельного теплового потока q от поверхности нагрева к рабочему телу: q ~ AT. и конструировать реактор целесообразно таким образом, чтобы на последнем участке перед выходом рабочего тела из реактора значения AT. и q были, по возможности, меньшими), постольку ограничение удельного импульса со стороны Тк определяется температурой работоспособности !Гр = Тк + AT. примененных в конструкции реактора материалов. Этот вывод имеет столь основополагающее значение, что стоит его сформулировать отдельно: удельный импульс тяги ядерного ракетного двигателя ограничен не энергетикой реакции (как в ракетных двигателях на химической энергии), а термопрочностными свойствами примененных в реакторе конструкционных материалов. Эти ограничения столь существенны, что возникает естественное желание их «обойти», преодолеть, чтобы энергетические возможности ядерного деления были использованы более полно. Имеющиеся в этом отношении возможности мы рассмотрим ниже. Во-вторых, еще одним оставшимся «рычагом» для увеличения удельного импульса является возможное влияние на величину С . В отличие от первого фактора, Ср связана не с конструкцией и параметрами реактора, а исключительно с физико-химическими свойствами выбранного рабочего тела - обратно пропорционально молекулярному весу (I нагреваемого в реакторе газа: С ~1/М- Из последнего следует, что при фиксированных значениях Тк и Т& максимальный удельный импульс обеспечит применение «легких» рабочих тел, наиболее приемлемым из которых, с учетом ряда других требований, является водород. Вернемся теперь к ограничению, рассмотренному выше. Поскольку все известные жаропрочные материалы (главным образом, карбиды металлов) имеют предел работоспособности в интервале температур не
Состав двигателя, удельные характеристики 43 выше 3000-3300 К, единственным способом снять это ограничение удельного импульса является создание такого реактора, в котором энергия, выделившаяся при ядерном делении, передается рабочему телу непосредственно, без участия твердых теплопередающих поверхностей. Рассмотрение такой возможности приводит к схеме ЯРД с газофазным реактором, в котором и делящееся вещество, и рабочее тело находятся в газовой фазе. Причем тепло из зоны делящегося вещества к рабочему телу передается без участия твердых материалов, главным образом, посредством лучистого теплообмена. Использование газофазного реактора (если удастся решить ряд сложных связанных с его созданием научно-технических проблем) дает возможность существенно (более, чем в 2 раза) увеличить удельный импульс ЯРД в сравнении с двигателем, где используется реактор с твердыми поверхностями теплообмена. Впрочем, максимальное значение I в газофазном ЯРД также ограничено, и тоже предельными температурами применяемых материалов. Ограничения эти имеют, однако, несколько иную локализацию, чем в предыдущем случае, и будут рассмотрены в пятой главе книги. Помимо двух «крайних» в отношении величины I схем ЯРД, могут быть предложены и «промежуточные», обеспечивающие повышение удельного импульса в сравнении с первым типом двигателя, но имеющие меньшее количество проблем, чем газофазный ЯРД, и поэтому представляющиеся рядом с ним более реалистичными. К таковым относятся, главным образом, две схемы: а) с двухкомпонентным рабочим телом, горючее и окислитель которого порознь нагреваются в ядерном реакторе, а затем поступают в камеру сгорания, где их температура дополнительно возрастает за счет химической энергии взаимодействия, и б) с псевдоожиженным слоем делящегося вещества (иное название - с центробежным удержанием топлива), где тепло к рабочему телу передается хотя и от твердых, но динамически ненагружен- ных (и потому могущих иметь повышенную температуру) поверхностей мелкозернистого ядерного «горючего». Особенности этих схем, их возможности будут рассмотрены позднее.
44 Глава вторая Камера сгорания Такой агрегат необходим в схеме ЯРД с двухкомпонентным рабочим телом. В камере происходит сгорание газообразного горючего в газообразном же или жидком окислителе (предварительный нагрев окислителя в реакторе дает небольшое увеличение тяги в сравнении с подогревом горючего). Обеспечение полного взаимодействия газообразных компонентов требует их хорошего перемешивания на небольшой длине. Кроме того, конструкция камеры сгорания должна удовлетворять и «традиционным» для ракетных двигателей на химическом топливе требованиям: надежное охлаждение стенок в условиях высоких тепловых потоков, устойчивость в отношении низко- или высокочастотных колебаний и др. Интересной особенностью двухкомпонентных ЯРД является принципиальная возможность обеспечения двухрежимной работы: на начальном участке полета (когда в целях обеспечения радиационной и ядерной безопасности может потребоваться не включать реактор) тяга создается за счет лишь химической энергии взаимодействия неподогретых компонентов, а реактор вводится в действие позднее. Эта особенность может оказаться существенным эксплуатационным достоинством ЯРД такой схемы. Сверхзвуковое сопло Этот агрегат является предпочтительным, хотя и не единственным, средством преобразования тепловой энергии высокотемпературного газа в кинетическую энергию выхлопной струи, создающей тягу двигателя. Наиболее важным вопросом (из числа тех, что оказывают влияние на тепловой баланс и схему двигателя) является здесь необходимость надежного охлаждения сопла в критическом сечении в условиях очень высоких конвективных тепловых потоков и тепловыделения от нейтронного и у-излучения реактора. Другие же вопросы, связанные с конструированием сопла (выбор степени расширения, профилирование по длине), решаются теми же методами, что и при проектировании ЖРД.
Состав двигателя, удельные характеристики 45 Система подачи рабочего тела Эта система в принципиальном отношении мало чем отличается от соответствующей системы ЖРД. Несмотря на то, что в ЯРД доля массы двигателя, приходящаяся на агрегаты системы подачи, существенно ниже этой величины в ЖРД (поскольку основная часть массы ЯРД приходится на реактор), тем не менее снижение массы агрегатов подачи одно- или двухкомпонентного рабочего тела ЯРД имеет существенное значение. Естественно, что этот параметр прямо зависит от выбранного при схемном анализе давления подачи рабочего тела и-в меньшей степени - от принятой схемы питания газовой турбины ТНА и отвода отработавшего на турбине рабочего тела. Важное значение в вопросе снижения массы агрегатов подачи имеет минимизация количества насосов. В ЯРД с твердыми поверхностями теплообмена принципиально можно ограничиться одним насосом, хотя оптимизация схемы двигателя может привести к необходимости увеличения их числа. Для сокращения времени запуска двигателя большое значение имеет величина момента инерции ротора ТНА, что, в свою очередь, связано с выбранными уровнями давления подачи и расхода рабочего тела. Система управления реактором и двигателем Реактор ЯРД как объект управления имеет свои особенности, определяемые следующими факторами: а) необходимостью в рамках общей системы управления двигателем отдельно контролировать и регулировать скорость ядерной реакции (нейтронную мощность), определяющую уровень тепловыделения; б) необходимостью обеспечения надежной аварийной защиты, обеспечивающей быстрый останов реактора в случае возникновения нештатных ситуаций в процессе работы, а также безопасность реактора на всех других стадиях его эксплуатации. в) требованиями быстрого вывода реактора при запуске из подкри- тического состояния на номинальный режим с использованием (или без) промежуточных уровней мощности; г) необходимостью обеспечения в течение длительного времени снятия остаточного тепловыделения после останова реактора (то есть осуществления так называемого «расхолаживания» реакто-
46 Глава вторая pa), что требует больших затрат дефицитного в полете рабочего тела или иного компонента; д) в случае наличия в техническом задании требования обеспечить повторный запуск двигателя в любое время после окончания предыдущего рабочего цикла - необходимостью иметь повышенный запас реактивности для преодоления так называемой «йодной ямы», что ведет к увеличению загрузки в реактор делящегося вещества и, как следствие, к возрастанию мощности исполнительных органов регулирования. Запуск двигателя (по современным представлениям, связанным с обеспечением безопасности, он может производиться только вне атмосферы Земли) представляет собой сложную задачу и должен осуществляться в минимально возможное время (продолжительный вывод реактора на номинальный режим потребовал бы значительных малопроизводительных затрат рабочего тела). Между тем, минимизация времени запуска имеет свои ограничения снизу, обусловленные необходимостью надежного контроля физических и тепловых процессов в реакторе ЯРД на всех стадиях переходного процесса. В связи с этим время вывода реактора с минимально контролируемого уровня мощности (на который он выводится из подкритического состояния в предшествующий запуску период) на номинальный режим, время, в течение которого мощность реактора возрастает на 7-8 порядков, не может быть, по современным представлениям, менее десяти-двадцати секунд. Такой запуск является для реактора ЯРД предельно «жестким» (не только по нейтронно-физическим, но и по термопрочностным основаниям), а для двигателя как части ракетного комплекса - слишком «расточительным». Поскольку в целях увеличения удельного импульса предпочтение отдается применению замкнутой схемы двигателя (где в качестве источника энергии для привода ТНА используется рабочее тело, предварительно нагретое в реакторе), постольку для работы ТНА во время процесса запуска ЯРД необходимо предусмотреть его питание от постороннего энергоисточника или (и) использовать теплоемкость агрегатов двигателя. Поиск компромисса, позволяющего совместить противоречивые требования к процессу запуска ЯРД, представляет собой сложную техническую задачу. Необходимость получения возможно более высокого удельного импульса двигателя и минимальной удельной массы требует максимального использования жаропрочности и жаростойкости применяв-
Состав двигателя, удельные характеристики 47 мых в реакторе ЯРД материалов, что сводит к минимуму располагаемые возможности регулирования номинального режима. Температура наиболее горячих элементов реактора - твэлов определяется уровнем нейтронного потока Ф и величиной расхода рабочего тела G. Имея тягу двигателя в качестве выходного параметра, система регулирования должна поддерживать нейтронную мощность реактора и расход рабочего тела на таких уровнях, чтобы температура в наиболее горячих точках твэлов не превысила максимально допустимого значения и при этом не была бы ниже этого значения более, чем на установленную при проектировании величину допуска. Дополнительные возможности для регулирования открывает использование в ЯРД реактора с жидким замедлителем. Воздействуя на температуру последнего, можно поддерживать мощность реактора в заданных пределах более удобным способом - без искажений пространственного распределения энерговыделения в реакторе при перемещении поглощающих нейтроны исполнительных органов регулирования. Особенно эффективным такой метод регулирования может оказаться в случае, если удастся использовать кипение замедлителя. Однако выбор типа замедлителя (твердый или жидкий) определяется соображениями, связанными не только с регулированием мощности, но и с другими особенностями реактора как агрегата ракетного двигателя. Останов ЯРД также представляет собой сложную, не столько физическую, сколько теплотехническую задачу. Из-за присутствия в цепной реакции деления так называемых запаздывающих нейтронов тепловыделение в реакторе продолжается и после прекращения реакции деления. В первые секунды после выключения реактора уровень тепловыделения имеет тот же порядок, что и на рабочем режиме, затем быстро снижается, но остается все же достаточно высоким и требует длительного, измеряемого многими часами, охлаждения реактора. Процесс расхолаживания реактора после останова требует больших затрат рабочего тела (иногда, в зависимости от решаемой задачи, сравнимых с затратами на номинальном режиме). Этот процесс должен быть полезным образом учтен в баллистической характеристике космического аппарата, несмотря на то, что расходование рабочего тела при расхолаживании вынужденно производится с низким средним удельным импульсом.
48 Глава вторая Отметим некоторые другие специфические особенности ЯРД. Одной из них является высокий уровень тепловыделения в материалах конструкции за счет у-излучения. Этот уровень пропорционален мощности, на которой работает реактор двигателя на стационарном режиме, и, следовательно, прямо связан с тягой двигателя. Начиная с некоторого уровня тяг (порядка десятков килоньютонов и более) все расположенные вблизи поверхности реактора массивные детали (например, в узлах крепления двигателя) должны иметь принудительное охлаждение. Нельзя не упомянуть существенной особенности эксплуатации ЯРД, связанной с возникновением в процессе его работы наведенной активности материалов двигателя, которая сохраняется на биологически опасном уровне много суток и месяцев после прекращения функционирования реактора. Это обстоятельство предъявляет свои требования к схеме проектируемого двигателя, заставляя предусматривать в ней возможности, обеспечивающие дистанционное (либо автоматизированное) обслуживание двигателя в промежутках между включениями. Наконец, схема ЯРД должна быть построена таким образом, чтобы обеспечить надежную ликвидацию реактора и других биологически опасных частей конструкции двигателя после завершения его эксплуатации. Кроме ликвидации (рассматривается несколько вариантов осуществления такой операции - об этом ниже), предусматривается такой способ обеспечения безопасности прекратившего функционирование ЯРД, как размещение его на орбите длительного (>300 лет) существования. Выбор того или иного варианта определяется характером конкретной задачи, решаемой с помощью ЯРД космическим аппаратом. Представляет несомненный интерес рассмотрение задачи создания на базе схемы и технологии ЯРД ядерных энергетических установок. Возможность их разработки обеспечивается высоким (и недостаточно используемым в ЯРД из-за ограничений по жаропрочности конструкционных материалов) энергетическим потенциалом ядерных реакций, а необходимость определяется перспективными космическими транспортно-энергетическими проектами (типа пилотируемой экспедиции к планете Марс), в которых энергетика космического аппарата на уровне десятков-сотен киловатт должна обеспечиваться в течение длительного времени (до 1,5-2 лет). В таких схемах движитель ЯРД - сверхзвуковое сопло заменяется или дополняется (в комбинированных, то есть двигательно-энергетичес-
Состав двигателя, удельные характеристики 49 ких установках) контуром преобразования тепловой энергии рабочего тела вначале в механическую работу (турбина), а затем в электроэнергию (электрогенератор). Существенными элементами схем ЯЭУ (или ЯЭДУ) с замкнутым контуром является компрессор, обеспечивающий прокачку рабочего тела по магистрали контура, и холодильник-излучатель, служащий для отвода из контура в космическое пространство тепловой энергии низкого потенциала. Именно этот агрегат (холодильник-излучатель) во многих случаях оказывается ограничителем (в части его массы и размеров) увеличения как абсолютной мощности ЯЭУ, так и ее удельных характеристик. Наконец, по-видимому, самой сложной, разновидностью ядерных энергетических установок является трехрежимная ЯЭДУ, в которой два описанных выше рабочих режима ( двигательный и энергетический с замкнутым контуром) дополняются еще одним - кратковременным энергетическим режимом большой (мультимегаваттной) мощности. Последний режим может быть обеспечен (по термодинамическим соображениям) только при условии открытого выброса рабочего тела — после срабатывания его температурного потенциала на энергопреобразователе - в космическое пространство, и именно это обстоятельство (то есть, фактически бортовой запас рабочего тела) ограничивает максимальное время реализации такого режима. Что же касается собственно преобразователя приобретенной рабочим телом в реакторе тепловой энергии в электрическую, то в качестве такового может быть применен либо турбогенератор (на турбине которого срабатывается большая часть полученной в реакторе тепловой энергии), либо МГД-генератор. Применение последнего связано с необходимостью введения в рабочее тело с целью увеличения его электрической проводимости специальных ионизирующих добавок и, как показывают расчеты, становится оправданным лишь для получения очень больших мощностей (порядка 100 и более мегаватт). Турбо- преобразователь трехрежимной ЯЭДУ представляет собой конструктивно сложный агрегат с 5-8-ступенчатой турбиной и охлаждаемым до криогенного уровня электрогенератором. Разработка его является серьезной научно-технической проблемой. Таковы в общих чертах некоторые особенности схем стационарно работающих ЯРД и ЯЭУ, которые необходимо учитывать при проектировании этих двигательно-энергетических устройств. Классификация рассмотренных схем приведена на рис. 2.1.
50 Глава вторая ц в'! 41
Состав двигателя, удельные характеристики 51 Для полноты рассмотрения следует упомянуть еще об импульсных ЯРД, работа которых связана с использованием ядерных микровзрывов. Как показывают расчеты, приемлемый (по условиям прочности конструкции камеры двигателя) уровень давлений обеспечивается при весе ядерного заряда, не превышающем нескольких десятков граммов, что требует очень большого (до плотностей, в 15-20 раз превышающих плотность твердого тела) обжатия вещества, составляющего заряд. Возможность реализации подобной схемы, предложенной около пятидесяти лет назад, будет рассмотрена в шестой главе книги.
52 Глава третья Глава третья ОСНОВЫ РАСЧЕТА И ОБОСНОВАНИЯ КОНСТРУКЦИИ ЯРД С ТВЕРДОФАЗНЫМ РЕАКТОРОМ И ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК НА ЕГО ОСНОВЕ Особенности теплофизики ЯРД и ЯЭУ ЯРД обладает преимуществами перед другими типами космических двигателей лишь в том случае, когда достаточно велик его удельный импульс тяги -1000 с, определяемый, в основном, температурой рабочего тела перед соплом, при минимально возможных габаритах и массе. Для обеспечения такого уровня удельного импульса и потребных массо- габаритных характеристик водород должен нагреваться в реакторе двигателя до среднемассовой температуры -3000 К и удельное энерговыделение в активной зоне реактора должно составлять -30 кВт/см3. Эти параметры были реализованы при создании в нашей стране прототипа реактора ЯРД - реактора 11Б91-ИР-100, или ИРГИТ [3.1] и впервые экспериментально проверены при испытаниях модельных ТВС в реакторе ИГР [3.2]. На рис. 3.1 представлена конструктивная схема ЯРД, основу которой составляет реактор, размещаемый в силовом охлаждаемом корпусе, завершающемся соплом. В состав реактора входят тепловыделяющие сборки, замедлитель, боковой и торцевой отражатели; могут входить узлы радиационной защиты (последнее зависит от особенностей компоновки ЯРД в составе космического пилотируемого или беспилотного корабля).
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 53 Магистраль от бака рабочего тела" Привод регулирующего барабана'" В связи с тем, что двигатель такого типа создавался впервые, отсутствовали доступ- вые данные по органи- зации охлаждения ЯРД и теплонапря- женных газоохлажда- емых реакторов. Поэтому был выполнен цикл новых исследований по оптимизации системы охлаждения и выбору рациональных методов доводки, которые внедрены при создании прототипа реактора ЯРД - реактора ИРГИТ. Выполнены теоретические и экспериментальные исследования вопросов гидродинамики и теп- лопереноса в характерных для теплонапря- женной конструкции ЯРД каналах сложной формы (щелевые кольцевые каналы с ореб- рением и без него, со специальными устройствами для закрутки потока газа, системы витых стержней специального профиля и др.). Исследование особенностей организации процесса нагрева рабочего тела, вопросов гидродинамики и теплообмена в трактах охлаждения эле- Регулирующий барабан-. 7ВС Огневое днище Сопловая камера Радиационная защита Замедлитель Корпус реактора Магистраль охлаждения 'сопла Рис. 3.1 Конструктивная схема ЯРД
54 Глава третья ментов конструкции ЯРД этого класса представляет собой актуальную и новую область в науке и технике. Напряженность параметров реактора потребовала постановки и решения задач по оптимизации системы охлаждения, интенсификации теплопередачи от твердых поверхностей элементов конструкции к теплоносителю и теплопереноса в рабочем теле. Сложные сопряженные задачи теплообмена сделали необходимой разработку новых методов расчета и моделирования. Организация охлаждения элементов конструкции такого типа реактора имеет свои трудности, обусловленные, в основном, большой мощностью объемного тепловыделения в материале и ограничениями по составу применяемых материалов, пористости конструкции и расходу рабочего тела. Высокие значения тепловыделения при ограниченной пористости конструкции по каналам охлаждения создают опасность возникновения высоких термонапряжений. Эта опасность усугубляется значительными неравномерностями распределения тепловыделения в основных узлах изделия. При наличии ограничений по расходу рабочего тела существует также опасность разогрева материалов конструкции до температур, предельных для применяемых материалов. Термические напряжения являются следствием неравномерного поля температур, которое определяется неоднородностью тепловыделения в рассматриваемом объеме, а также ограниченными возможностями организации охлаждения. Таким образом, одной из основных задач организации охлаждения конструкции является выравнивание поля температур. В условиях заданных величин параметров реактора выравнивание поля температур приводит к уменьшению максимальных температур и термонапряжений в каждом сечении. В качестве одного из основных критериев при выборе формы проточной части системы охлаждения элементов конструкции рассматривалась возможность выравнивания следующих основных неравномер- ностей температуры, характерных для ЯРД: - неравномерность масштаба элементарного канала (ячейки), свя-зан- ная с возможным отклонением геометрических, технологи-ческих и других параметров от соответствующих расчетных значений; - неравномерность масштаба радиуса характерного элемента конструкции (например, ТВС), связанная с изменением тепловыделения по его радиусу;
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 55 - азимутальная неравномерность температуры, вызываемая неравномерностью нейтронного потока в объеме реактора (наличие регулирующих барабанов, для разных рядов ТВС по радиусу - изменение нейтронного потока по радиусу реактора и т.п.). При выборе проточных трактов систем охлаждения элементов конструкции, оптимальных по эффективности выравнивания возможных температурных неравномерностей, были рассмотрены все известные виды схем, которые при классификации их по характеру течения рабочего тела можно представить состоящими из трех основных групп: - канальные - элементы, выполненные по системе параллельных изолированных каналов (схемы с сотовым расположением каналов, схемы, в которых каналы образованы гладкими или ореб- ренными коаксиальными цилиндрами и пластинами и т.п.); - шариковые - схемы типа свободных гранульных засыпок, систем шаров и гранул, спеченных в блоки различной формы, сетчатые схемы и т.п.; - элементы, в которых сочетаются особенности течения рабочего тела в канальных и шариковых схемах (стержневые - элементы, выполненные из витых стержней, системы пластинчатых призм с малым числом калибров и т.п.). Канальные схемы (рис. 3.2а) отличаются от других типов тем, что известные закономерности течения в трубах, характерные для этих элементов, позволяют в принципе нагреть рабочее тело в Рис 32а Поперечное сечение них до заданной температуры с на- твэла на основе системы парал- именыпими потерями давления, лельных изолированных каналов
56 Глава третья К недостаткам таких схем следует отнести трудность получения блоков с одинаковыми геометрическими и технологическими параметрами (диаметры каналов, расстояния между каналами, свойства и состав материалов и т.п.). Возможные отклонения параметров от соответствующих расчетных значений могут приводить в процессе работы к образованию температурных неравномерностей. Для этого типа элементов возникновение зон местного перегрева может быть связано не только с увеличением тепловыделения, но и с возможным перераспределением расхода рабочего тела между каналами в соответствии с различными гидравлическими сопротивлениями каналов и тепловыми нагрузками. В шариковых схемах (рис. 3.26) представляют интерес следующие свойства этих систем: - трехмерный поток с многочисленными расширениями и сужениями, образующийся в системе шаров, обеспечивает интенсивное выравнивание возможных неравномерностей температуры по сечению; - живучесть (разрушение одного или нескольких шаров еще не означает разрушение системы, в случае свободных засыпок принципиально возможно восполнение разрушившихся шаров); - хорошо развитые поверхности теплообмена и высокие значения коэффициентов теплоотдачи. К недостаткам шариковых систем следует отнести большое гидравлическое сопротивление и связанные с этим конструктивные сложности компоновки некоторых элементов конструкции ЯРД. В шариковых системах единое проходное сечение для рабочего тела позволяет уменьшить либо исключить температурные неравномерности типа накапливающихся неравномерностей температуры в канальных элементах (в системе параллельных изолированных каналов возможные от- Рис. 3.26 Тепловыделяющие сборки на основе шаров
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 57 клонения параметров от соответствующих расчетных значений приводят к тому, что из-за разных гидравлических сопротивлений и тепловых нагрузок в каналах различные расходы рабочего тела нагреваются до неодинаковых температур). Все иные типы (стержневые и т.п.), в которых сочетаются особенности течения рабочего тела в канальных и шариковых схемах, в большей или меньшей степени Рис. 3.2в Поперечное сечение обладают достоинствами и недо- тепловыделяющей сборки из статками рассмотренных выше витых стержней двух групп схем. Например, для элементов на основе витых стержней (рис. 3.2в) в крайних предположениях имеем: 1. При нулевой закрутке лепестков стержней - это система параллельных каналов. 2. При малом шаге закрутки этот тип приближается к шариковым схемам. Поэтому для стержневых систем должен быть найден оптимальный шаг закрутки, при котором хорошее выравнивание температурных неравномерностей достигалось бы с минимально возможными гидравлическими потерями. При создании двигательно-энергетических установок космического назначения на основе реактора ЯРД возникают дополнительные проблемы, в частности, связанные с преобразованием тепловой энергии в электрическую: создание холодильника-излучателя с необходимыми свойствами по надежности и массо-габаритным характеристикам и теплообменника-рекуператора, обеспечивающего необходимый коэффициент полезного действия установки и имеющего минимальные массо-габаритные характеристики.
58 Глава третья Обоснование конструктивной схемы реактора Одной из основных научно-технических проблем создания ЯРД является обеспечение максимально возможной в реальной конструкции температуры газа на выходе из реактора, соответственно, минимума температурных неравномерностей в рабочем теле с учетом разного типа возмущений и характерных для реактора неравномерностей энерговыделения, особенностей течения теплоносителя и ограничений на допустимые для конструкционных материалов активной зоны температуры и температурные градиенты. Поскольку активная зона ЯРД работает в условиях достаточно высоких температур и значительных тепловых потоков, даже небольшие отклонения геометрических и технологических параметров (отклонения в диаметрах каналов, в толщинах стенок, в концентрации делящегося вещества и т.п.), уровня мощности реактора в процессе регулирования от соответствующих расчетных значений могут приводить к образованию области местного перегрева и, как следствие, к возможному разрушению элементов конструкции активной зоны. Для проточной части системы охлаждения, выполненной по схеме параллельных изолированных каналов, возникновение зон местного перегрева может быть связано как с увеличением тепловыделения, так и с возможным перераспределением расхода рабочего тела между каналами в соответствии с различными гидравлическими сопротивлениями и тепловыми нагрузками. Рост тепловыделения может быть вызван как нерасчетной величиной концентрации делящегося вещества в единице объема активной зоны, так и локальным увеличением объема активной зоны. Во избежание образования зон местного перегрева и разрушения конструкции средняя температура нагрева рабочего тела должна выбираться так, чтобы возможные отклонения параметров от расчетных значений не приводили совместно к превышению допустимой температуры материала стенки каналов и чтобы тепловые потоки не превосходили ограничивающих значений. Получение минимальной разности между среднемассовой температурой газа и максимально допустимой температурой для конструкционных материалов (последнее из условия стойкости и прочности конструкции) ограничивается следующими основными факторами:
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 59 - перепадом температур, связанным с теплоотдачей от стенок каналов к рабочему телу; - неравномерностью поля температур по сечению, вызываемой неравномерностью тепловыделения (блок-эффект, конечность размеров реактора, эффекты исполнительных органов системы регулирования, размещенных в активной зоне или на ее границах и т.д.) и оттоком тепла в теплоизоляцию; - возмущениями поля температур вследствие возможных отклонений геометрических и технологических параметров тепловыделяющих элементов от соответствующих расчетных значений; - различиями в температурах нагрева рабочего тела в отдельных зонах реактора; - забросами температур вследствие неточности измерительных систем и системы автоматического регулирования. Последние два фактора не зависят от конструктивной формы твэ- лов активной зоны и определяются характеристиками реактора и свойствами системы автоматического регулирования. В реакторе ЯРД возможно существенно неравномерное распределение тепловыделения в объеме, которое может приводить к тому, что нагрев рабочего тела в отдельных зонах реактора получается различным. Для уменьшения различий в температурах нагрева рабочего тела необходимы физическое и гидравлическое профилирования. Гидравлическое профилирование предполагает такое распределение расхода рабочего тела по сечению реактора, при котором обеспечивается минимум температурных неравномерностей в рабочем теле. Этот способ профилирования в ряде случаев недостаточно эффективен, так как приводит к недоиспользованию энергетических возможностей реактора и как следствие к ухудшению удельных характеристик двигателя. Целесообразным способом следует считать физическое профилирование реактора изменением концентрации урана и расстояний между тепловыделяющими сборками (последнее для гетерогенного реактора). Если физическим профилированием реактора не удается достаточно хорошо выровнять тепловыделение по радиусу (например, вследствие ограничений по концентрации делящегося вещества в основном материале), то возможно его сочетание с гидравлическим профилированием. По гид-
60 Глава третья равлическому сопротивлению элементы собственно активной зоны подбираются таким образом, что в элементах с различными тепловыделениями рабочее тело нагревается до одинаковых температур. Различие в температурах нагрева рабочего тела в отдельных сборках реактора и будет определяться качеством выполнения радиального физического профилирования и точностью подбора элементов по гидравлическому сопротивлению. Первые три фактора определяются в значительной степени конструкцией сборки, технологией ее изготовления и особенностью течения рабочего тела. Из отмеченных отклонений и неравномерностей - часть случайные, часть регулярные. Анализ полей температур в условиях разного типа неравномерностей и возмущений проводился в [3.3, 3.4, 3.5]. При обосновании условий надежного охлаждения конструкции необходимо рассматривать совместное воздействие отклонений и неравномерностей на температурный режим. Действительно, при регулярном изменении тепловыделения в сечении сборки одинаковые относительные величины случайных отклонений (Ad/d; Ар/р и т.д.) приводят к большим возмущениям поля в зонах с большим выделением энергии. Достоверно предсказать место и уровень максимального возмущения температуры или измерить его в экспериментах в реальной конструкции затруднительно. Поэтому представляется целесообразным расчетно определять максимально возможное локальное возмущение температуры от совместного действия предельных случайных отклонений основных параметров в области максимальных значений регулярных неравномерностей. Если при этом выполняется условие, что ни в одной точке объема активной зоны температура с учетом возмущений не превосходит соответствующих ограничивающих величин и если возможные отклонения укладываются в поле, ограниченное предельными значениями отклонений, то обеспечивается надежное охлаждение конструкции. На основании этих общих соображений рассмотрим влияние возможных неравномерностей и отклонений параметров сборки на возмущение поля температур. Группу соседних каналов тепловыделяющей сборки с неблагоприятным сочетанием отклонений можно рас-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 61 сматривать как один из опасных случаев, вероятность которого значительна потому, что уменьшению диаметра канала обычно сопутствует утолщение тепловыделяющей стенки и даже при расчетной концентрации урана увеличение тепловыделения в зоне этого канала. Таким образом, предполагаем, что отклонения не независимы. Опасен рассматриваемый случай потому, что, во-первых, затрудняются условия отвода тепла теплопроводностью от внутренних каналов зоны, так как возрастает температура в области соседних каналов, и, во-вторых, уменьшается расход газа через каналы уменьшенного диаметра. Рассмотрим элементарную ячейку группы соседних каналов с не- благоприятным сочетанием отклонений (поверхности, ограничивающие объем элементарной ячейки, представляют собой границу стоков тепла в канал). При построении расчетных соотношений будем предполагать, что отток тепла в соседние менее напряженные каналы с ограничивающих поверхностей ячейки не происходит. Такое допущение означает, что все тепло, выделившееся в ячейке, отводится теплоотдачей в рабочее тело при повышенной по сравнению с расчетной температуре стенки. Отметим, что выполненные расчетные исследования показали, что учет оттока тепла теплопроводностью от ячейки с измененными параметрами уменьшает при прочих равных условиях возмущение по температуре на -30%. Температуру стенки на выходе из канала можно представить в виде гя = ггвО+дг+е, C.D где Тг вх 0 - температура газа на входе в канал, AT - подогрев газа на рассматриваемом участке, 9=Тст-Тр - температурный напор от стенки к газу на выходе из канала. Тогда разность температур стенок для двух каналов при одинаковой температуре газа на входе в каналы можно записать в форме 5гст =та'-т„ =дг(дг-1)+е(ё-1), C.2)
62 Глава третья где 9 AT, 0 - соответственно, относительные подогрев и температурный напор в канале с измененными по сравнению с расчетными параметрами. Здесь и ниже штрих означает, что величина относится к каналу с измененными по сравнению с расчетными параметрами. Изменение температуры стенки 8Гст определяем по изменению AT и 0 в зависимости от отклонения параметров от номинальных значений. Необходимые соотношения могут быть получены из совместного рассмотрения уравнений, описывающих стационарное течение газа в канале с подводом (отводом) тепла. Ограничимся задачами, для которых справедливо уравнение состояния идеального газа и у/у'=77Г; коэффициент гидравлического сопротивления при отклонении канала от номинального состояния не изменяется (предположение строго выполняется для шероховатых каналов в диапазоне режимов течений, где коэффициент сопротивления не зависит от числа Рейнольдса); коэффициенты местного сопротивления входа и выхода канала равны; относительные величины отклонений постоянны на рассматриваемой длине канала. Учитывая эти предположения, из совместного рассмотрения уравнений энергии, движения, неразрывности и состояния газа для канала с номинальными параметрами и канала с малыми возможными отклонениями параметров от соответствующих расчетных значений после преобразований имеем 1/2 C.3) C.4) В C.4) предполагается, что отношение локальных температурных напоров в каналах с расчетными параметрами и отличными от них пропорционально отношению соответствующих средних темпера-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 63 турных напоров. Если в выражении Nu=aRe/IPrw для критерия Нуссель- та значение п близко к единице и либо т близко к единице, либо Рг в рассматриваемом диапазоне изменения температур изменяется слабо, то приближенно имеем Q=kdAT. В C.3), C.4) р = \ MNLk x+Vx_. 1+2/Х+2Т/ с IT X Др ДФ До ДГ AG + Ч Х = 1ГГ + ^ С- %4,A+2^/1/)]"'+[!+ ^//ад]. При _ 1 АГ где величина, учитывающая неполноту выравнивания температурных неравномерностей в коллекторах смешения; Aq относительное отклонение уровня мощности реактора от соответствующего расчетного значения; величина, характеризующая различие в подогревах рабоче- G го тела в отдельных ТВС реактора; С.С- средние теплоемкости рабочего тела при изменении температуры рабочего тела от Тг ю до Гши от Тг ю до Тт вых, соответственно;
64 Глава третья =^-, —=-— относительные локальные отклонения концентрации урана и нейтронного потока от соответствующих расчетных значений; кг - коэффициент, учитывающий блок-эффект; Тг вх. - температура рабочего тела на входе в i-й блок элемента (в зонах, расположенных за первым коллектором смешения); Тт вх - температура рабочего тела на входе в ТВС; Тг вых. - температура рабочего тела на выходе из i-ro блока элемента; St, Nu, Re, Pr - критерии Стантона, Нуссельта, Рейнольдса, Прандтля; % - коэффициент гидравлического сопротивления; С, - коэффициент местного сопротивления; I -длина блока элемента; dr - гидравлический диаметр канала; М, kF, kd - коэффициенты, учитывающие изменения соответственно объема активной зоны, приходящейся на один канал, проходного сечения канала и гидравлического диаметра канала в зависимости от возможных отклонений. Для элементов с сотовым расположением каналов имеем 2 (Ah (pAd\ m=i+-——-^rt l-(pV h d ) /^ — 1 _|_ —г . ъ — 1 _|_ о —г где Л - расстояние между центрами каналов; d - диаметр канала без покрытия; ф - пористость блока без покрытия; А - отклонение параметра от соответствующего расчетного значения (для блоков без защитного покрытия каналов d=dr).
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 65 В элементах с каналами прямоугольной формы (рис. 3.2а) 1-ф Ъ Л'<* с) а 1-* С 7 1 М kF =1+—¦ а Ah Ac 1 1 + - Да а ¦ + ¦ ДА h Ас с he1 acl ah — 1+--- 1 — — а а А А ее Для течения несжимаемой жидкости в круглых каналах, когда теплофизические свойства газа в возможном диапазоне отклонений 0,3164 температуры изменяются слабо и -3— » ?, w = 0,8 и ^ = Re 0.25 MNLkr MNLkr C.5) Перепад температур в основном материале активной зоны элемента (в масштабе канала) с учетом отклонений определяется из выражений:
66 Глава третья АГ0=ДГ0АГ0; C.6) &T=Kq/NKh, C.7) где ДТ0 - перепад температур в основном материале в канале с расчетными параметрами. Для плоской стенки Ъ ' где Ъ - толщина тепловыделяющей стенки. В случае элемента с сотовым расположением круглых каналов Ли. 1 М , N ШA<р) Методика расчета температурных неравномерностей в элементах типа шариковых, стержневых и т.п. аналогична расчету неравномерностей в канальных элементах и учитывает особенности течения в системах с единым проходным сечением для рабочего тела. В этой постановке после соответствующих преобразований получаем выражения для определения относительных подогрева АГи температурного напора 0 с учетом возмущений и неравномерностей в такого типа ТВС. С/ C.9) A-фК' л п
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД ' 67 где 5 - отклонение размера стержня, — изменение обогреваемого параметра стержня, связанное с касанием лепестков соседних стержней (изменением периметра за счет изменения толщины лепестка стержня можно пренебречь), —- - учитывает локальное изменение расходонапряженности о рабочего тела. Остальные обозначения приводились выше. Для рассматриваемых ЯРД всегда А0»А7Т и АГ>А0, поэтому обычными способами улучшения условий теплообмена (увеличением коэффициента теплоотдачи и, соответственно, уменьшением величины 6) не удается обеспечить получение необходимых среднемассовых температур рабочего тела в реальной конструкции реактора с учетом возможных отклонений и неравномерностей. Из выражений для температурных неравномерностей C.2 и 3.5) следует, что в тепловыделяющей сборке, выполненной по схеме параллельных изолированных каналов, возможно накопление неравномерности температуры по длине канала (в уравнениях 3.2 и 3.5 первый член пропорционален подогреву рабочего тела). Поэтому, чем короче канал с неблагоприятным сочетанием отклонений, тем меньше температуры в канале отличаются от расчетных. Представляется целесообразным создание конструкции ТВС из ряда блоков по длине, между которыми следует предусмотреть специальные устройства смешения (коллекторы смешения), в которых происходило бы полное или частичное выравнивание температурных неравномерностей по сечению. Из C.2), C.5) следует, что одинаковые относительные отклонения параметров от соответствующих расчетных значений приводят к большим забросам температуры там, где значительны подогревы рабочего тела и температурные напоры. Поэтому целесообразно зоны высоких тепловых потоков смещать в область достаточно низких температур рабочего тела. Последнее может быть достигнуто продольным профилированием тепловыделения в ТВС.
68 Глава третья Наконец, накапливающаяся неравномерность температуры, характерная для канальных элементов, может быть исключена либо уменьшена переходом к конструкциям ТВС с единым проходным сечением для газа (конструкции сборок, в которых объемы, примыкающие к ее элементам и заполненные движущейся жидкостью, сообщаются между собой в сечении, перпендикулярном направлению основного движения жидкости). Таким образом, основными путями повышения температуры нагрева рабочего тела в ТВС и реакторе следует считать: - введение в конструкцию ТВС коллекторов смешения для систем на основе параллельных изолированных каналов, то есть создание составной по длине конструкции сборки; - продольное профилирование тепловыделения в ТВС (для канальных элементов в сочетании с коллекторами смешения); - создание конструкции ТВС с единым проходным сечением для рабочего тела (из шариковых твэлов, элементов на основе стержней со спиральным оребрением и т.п.); - гидравлическое профилирование; - радиальное физическое профилирование ТВС и реактора. В полном объеме отмеченные возможности повышения температуры нагрева рабочего тела реализованы в советской концепции построения активной зоны реактора ЯРД. В отличие от разработок ЯРД в США, где была принята гомогенная схема реактора (программа «Нерва»), в СССР ЯРД разрабатывался, как отмечалось выше, на базе конструкции гетерогенного реактора. Кроме реализации отмеченных выше возможностей по температуре рабочего тела, гетерогенность конструкции реактора по сравнению с гомогенной схемой имеет также принципиальные преимущества в отношении автономной отработки основного узла реактора - тепловыделяющей сборки и возможности использования высокоэффективных материалов замедлителя. Автономная отработка ТВС на заданную надежность на заключительных этапах может проводиться и проводилась в составе надежных исследовательских реакторов.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 69 Таким образом, принятые в советской программе создания ЯРД основные принципы построения конструкции реактора ЯРД (гетерогенность реактора) и организации рабочего процесса при минимизации возможных температурных неравномерностей обеспечили выполнение основного объема отработки конструкции на заданную надежность при поэлементных и поузловых испытаниях. Эта концепция должна была обеспечить отработку реактора ЯРД и двигателя на ограниченном числе испытуемых изделий. Коллекторы смешения и продольное профилирование энерговыделения были реализованы в ТВС для испытаний в реакторе ИГР, характеристики которого приведены в [3.2, 3.6]. При известных ограничениях по температуре материалов твэлов, концентрации делящегося вещества, тепловым потокам и реальных возможностях технологии изготовления (отклонения в диаметрах канала Ad/d= 0,035, концентрации делящегося вещества Ар/р = 0,05 и др.) и при прочих равных условиях введение в конструкцию коллекторов смешения и продольного профилирования тепловыделения обеспечило увеличение среднемассо- вой температуры газа на выходе из сборки на -1000 К. В принятой конструкции ТВС с блоками равной длины оптимальный закон продольного профилирования тепловыделения определялся в следующих предположениях: в каждом блоке температура стенки канала с учетом возможных отклонений может достигать предельного по прочности и стойкости материала значения, но не должна его превышать; в уровне температуры газа на входе в каждый последующий блок учитывается неполнота выравнивания температурных неравномерностей в коллекторе; расчетное значение концентрации делящегося вещества по длине каждого блока постоянно. На рис. 3.3 в качестве примера представлены результаты оптимизации геометрических характеристик проточной части системы охлаждения тепловыделяющей сборки, выполненной по схеме «система параллельных каналов» и имеющей по длине четыре коллектора смешения.
70 Глава третья Оптимизация проводилась в следующих основных предположениях: - температура материала на выходе из каждого блока сборки с учетом возмущений достигает максимально допустимого значения; - в коллекторах смешения выравниваются температурные неравномерности масштаба расстояния между каналами; - абсолютные отклонения геометрических размеров (диаметр канала, расстояние между каналами) от соответствующих расчетных значений одинаковы для сборки с разными гидравлическими диаметрами каналов. В расчетах при рассмотрении достаточно узкого диапазона изменения гидравлического диаметра 0,5 мм <d<2 мм приняты предельные допуски на основные геометрические размеры, равные погрешностям в соответствующих размерах, зафиксированным при 2500 2000 Рис. 3.3 Зависимость среднемассовой температуры газа на выходе из ТВС Т (К) от геометрических характе- обследовании партии изготовленных тепловыделяющих блоков (при размере канала ~1 мм измеренное предельное отклонение -0,04 мм). В этих предположениях при вариации гидравлического диамет- ристик проточной части dr (мм). 1,2, 3,4 - соответственно: первый, второй, третий и четвертый вариан ты сборок. ра канала рассмотрены четыре варианта ТВС, в каждом из которых одинаковыми являются следующие группы параметров: - пористость по рабочему телу, длина блоков сборки, расход рабочего тела; - размер перемычки между каналами, длина блоков, расход рабочего тела; - объем материала активной зоны сборки, размер перемычки, рас- ходонапряженность рабочего тела; - объем материала активной зоны, размер перемычки, перепад давлений на длине сборки.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 71 Для всех вариантов при оптимальном законе продольного профилирования тепловыделения зависимость среднемассовой температуры рабочего тела от диаметра канала имеет пологий максимум в области значений гидравлического диаметра -1 мм. Дальнейшее уменьшение диаметра каналов не приводит к заметному увеличению температуры нагрева, так как одинаковые абсолютные отклонения геометрических размеров от соответствующих расчетных значений с уменьшением абсолютных размеров приводят к большим температурным неравномерностям вследствие увеличения относительных отклонений. Для варианта сборки с dr~l мм при известных ограничениях по температуре материалов твэлов и при прочих равных условиях введение в конструкцию коллекторов смешения обеспечивает увеличение среднемассовой температуры газа на выходе из ТВС на -1000 К. Совокупность каналов с выбранным таким образом характерным размером и распределением плотности каналов в объеме реактора по зонам в соответствии с уровнем тепловыделения в каждой зоне составляет систему охлаждения реактора. Для обеспечения надежного охлаждения реактора реально осуществленная система каналов с непредсказуемым распределением (в пределах допусков) отклонений размеров от номинальных должна быть гидравлически настроена таким образом, чтобы расход теплоносителя через каждый из каналов или группу каналов обеспечивал отвод тепла от соответствующего объема реактора при температурах материала, не превышающих предельно допустимые. Оптимизация системы охлаждения реактора позволяет повысить ее устойчивость к малым отклонениям параметров от номинальных и предотвратить превышение допустимых уровней температур и термонапряжений. Последовательно-параллельная система каналов охлаждения активной зоны реактора, позволяющая экспериментальное определение отклонений гидравлического сопротивления каждого из каналов или группы каналов от оптимизированной величины и оборудованная регулирующими устройствами, обеспечивает проведение гидравлической настройки, существенно уменьшающей неравномерности распределения расхода теплоносителя по однотипным каналам.
72 Глава третья В связи с тем, что уровень тепловыделения зависит от температур рабочего тела и конструкционных материалов активной зоны, оптимальный закон профилирования определялся в результате совместных тепловых и нейтронно-физических расчетов. Конструктивная форма принятых коллекторов смешения позволяет организовать выравнивание температурных неравномерностей масштаба расстояния между каналами, характерных для этого типа ТВС. Применительно к обеспечению минимума температурных неравномерностей в газе от источников большего масштаба целесообразно использование способов и механизмов, уменьшающих либо исключающих эффекты накопления. Так, для реактора ИРГИТ в результате исследований обоснованы закономерности изменения тепловыделения по радиусу тепловыделяющей сборки и требуемые характеристики переноса тепла, обеспечивающие получение необходимых среднемассовых температур рабочего тела на выходе из ТВС. Для выравнивания поля температур в условиях азимутальных неравномерностей энерговыделения в боковом отражателе использовались кольцевые каналы со спиральным оребрением [3,7, 3.8, 3.9]. Выбором шага закрутки обеспечивалась допустимая амплитуда азимутальной температурной неравномерности. Тепловыделяющая сборка Конструктивная схема ТВС ТВС - основной узел двигательного реактора гетерогенной схемы. В сборке происходит нагрев рабочего тела до температур, обеспечивающих реализацию необходимого удельного импульса двигателя. В результате исследований, проведенных ВНИИ НМ, НПО «Луч», Центром Келдыша и другими предприятиями, было показано, что при потребных параметрах ТВС в условиях течения водорода круг конструкционных материалов собственно активной зоны ТВС ограничен карбидными и карбонитридными композициями. Многолетние работы в нашей стране и в США по обоснованию использования в конструкциях тепловыделяющих сборок графитов к успеху не привели — даже при использовании защитных покрытий вынос углерода вследствие взаимодействия с водородом при заданных параметрах процесса (температура водорода -3000 К) оказался недопустимым. Это происходи-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 73 ло, главным образом, потому, что обеспечить бездефектность покрытия на больших поверхностях теплообмена технологически трудно. Характерная конструкция ТВС (рис. 3.4) включает: силовой охлаждаемый корпус, который может заканчиваться соплом; собственно активную зону тепловыделяющей сборки; высокотемпературную теплоизоляцию; опорный узел; входной узел, который обеспечивает равномерный по сечению подвод рабочего тела к сборке и может содержать устройство температурной компенсации, элементы торцевого отражателя и защиты. Рис. 3.4 Конструктивная схема тепловыделяющей сборки Выше отмечалось, что конструкция активной зоны ТВС может быть выполнена на основе блоков с системой параллельных изолированных каналов, либо систем с единым проходным сечением для рабочего тела. По первой схеме (блоки с системой параллельных каналов, рис. 3.2а) были разработаны и изготовлены твэлы для реактора по программе «Нерва» (США) и ТВС для испытаний в реакторе ИГР (СССР). Изделия прошли запланированные реакторные испытания. При использовании в качестве конструкционного материала графита с покрытием была достигнута температура водорода на выходе из ТВС -2500 К. По второй схеме - на основе витых стержней - были разработаны и изготовлены ТВС для реакторов ИВГ и ИРГИТ (рис. 3.2в). Конструкционный материал твэлов - карбидные композиции. При отработке в составе исследовательского реактора ИГР и в штатных условиях реакторов ИВГ и ИРГИТ были подтверждены заявленные параметры, обеспечивающие получение удельного импульса тяги на уровне 910 с и потребного ресурса ТВС. Далее рассматривается задача о поле температур в ТВС, решение которой позволяет обосновать потребную среднемассовую температуру рабочего тела на выходе из сборки в условиях регулярных неравномер- ностей тепловыделения.
74 Глава третья Поле температур в ТВС Будем рассматривать ТВС как некоторую пористую систему. Под пористыми системами здесь понимаются системы и устройства, образованные однотипными элементами, поперечный размер которых мал по сравнению с соответствующим размером системы, и устройства, реализуемое течение жидкости в которых по параметрам, ос- редненньш в масштабе характерных элементарных ячеек, близко к одномерному. Такие условия на практике реализуются в разного типа теплообменных устройствах, фильтрующих системах и т. п. При рассмотрении вопроса о тепловом состоянии пористых систем решаются задачи: 1) о теплообмене единичного элемента системы и 2) о теплопередаче в системе с учетом ее гидродинамических особенностей, возможных неравномерностей распределения расхода жидкости и тепловыделения в объеме. I. Применительно к расчету и оптимизации теплообменных устройств и ТВС рассмотрим поле температур в жидкости, движущейся в пористом теле с внутренними объемными источниками тепла и единым проходным сечением для ее протока. Такая схема течения реализуется при внешнем обтекании систем труб и стержней с оребрением и спиральным оребрением, труб и стержней при их неплотной упаковке в пучки и т. п. и предполагает, что объемы, примыкающие к элементам конструкции теплообменника и заполненные движущейся жидкостью, сообщаются между собой также в сечении, перпендикулярном направлению основного движения жидкости. Распределение температуры жидкости в поперечном сечении теплообменного устройства такого типа может быть разложено на две составляющие: распределение температуры в непосредственной близости от стенок элементов конструкции и распределение температуры, осредненной по характерным элементарным ячейкам. При построении расчетной модели для определения осредненной составляющей температуры реальное теплообменное устройство такого типа можно представить как некоторую гомогенизированную среду с соответствующим образом распределенными свойствами: имеем поток жидкости, в котором гомогенно распределены источники тепловыделения и трения, интенсивность которых может изменяться по объе-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 75 му; жидкость обладает переносными свойствами, характеризуемыми эффективными коэффициентами переноса количества движения и тепла. В такой постановке будем рассматривать развитое турбулентное течение вязкой сжимаемой жидкости в системах, для которых основным механизмом теплопередачи в поперечном направлении является перенос тепла в жидкости. Последнее имеет место при соблюдении следующих условий: К _ St S рСрД <<: рСрД ВоД d К f 8 (ЗЛО) Здесь D9 - эффективный коэффициент турбулентного обмена для тепла; D3=DJVd; р, С - плотность и теплоемкость жидкости; V - скорость жидкости; d, 8 - характерные геометрические параметры систем, для которых оценивается соотношение эффектов в зависимости от механизма переноса; А,к, А,л, Хт - эффективные коэффициенты теплопроводности газ - твердое тело, лучистой теплопроводности и теплопроводности в рассматриваемой системе; Ре - критерий Пекле; St - критерий Станто- на; ел - степень черноты; Во - критерий Больцмана; / - коэффициент, учитывающий особенности теплового контакта элементов. Для принятой модели процесса, пренебрегая переносом тепла и количества движения в продольном направлении, имеем следующую записанную в цилиндрических координатах систему уравнений сплошной среды [3.10], где правые части уравнений энергии и количества движения дополнены членами, учитывающими тепловое воздействие в единице объема твердого тела и силовое - в единице объема жидкости:
76 Глава третья +г+=_эр+р (ЗЛ2) Эх ' дг г ду) дх *' r v) эр „ -—— = + P ++ F r дг г Эф * Эх r (• дг г Эф г х дх ) г Эф P = pRT. C.16) Здесь дк - внутреннее тепловыделение в единице объема; \|/ - пористость системы (\|/ = const); A - \|/)/\|/ - коэффициент, учитывающий эффект гомогенизации; Рх, Pr, P - составляющие силы трения, отнесенные к единице объема. В результате решения системы уравнений C.11) - C.16) определяются поля температур и скоростей в жидкости, осредненных в масштабе характерного размера элементарной ячейки теплообменного устройства. С использованием полученных таким образом распределений температур и известных условий теплообмена на поверхности элементов нетрудно установить распределение температур в элементах конструкции теплообменника.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 77 П. Проведем упрощение приведенных выше уравнений. При описании течений, для которых DJVxd=const (известны экспериментальные данные по течению за решетками в технических трубах, за системой параллельных каналов, в пакетах стержней с оребрением и т. п., где это предположение выполняется удовлетворительно в достаточно широком диапазоне изменения чисел Рейнольдса), получим уравнение энергии в виде: Р \Эк + Vxdr+rVx ЭфJ C.17) + Яу -• где pVx - зависит от температуры Т; i - энтальпия жидкости. Связь между pVx и Т может быть получена в некоторых упрощающих предложениях из качественного анализа уравнений C.12) ¦*• C.16). Будем предполагать, что течение реализуется при умеренных скоростях (число М«1 и изменение давления вследствие разгона газа по сравнению с потерями на трение мало, поэтому инерционными членами в уравнениях движения можно пренебречь). Введем дополнительно следующие предположения относительно характера течения жидкости. 1. Статическое давление постоянно в поперечном сечении ТВС; перенос энергии и количества движения радиальной и азимутальной составляющими скорости невелик и учитывается экспериментально определенными коэффициентами переноса. 2. Трение в уравнениях движения может быть представлено при- 1 oV ближенно в обычной для гидравлики форме: ? — к х V 2
78 Глава третья В этих предположениях, а также после умножения на г и ф и интегрирования уравнения неразрывности C.15) по г от 0 до Ro и по ф от 0 до 2л система уравнений C.12)^C.16) примет вид: _ дх q 2 </„' C.18) C.19) Эф Эх о о = 0, C.20) C.21) Р=рД7\ C.22) Перепад давления на участке dx имеем из уравнения C.18) (ЭР) ] Из гипотезы о постоянстве статического давления в поперечном сечении вытекает, что в любой точке по радиусу при произвольном ее положении по углу выполняется условие Пренебрегая изменением коэффициента сопротивления в поперечном сечении, что строго выполняется в условиях автомодельного течения, получим
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 79 где Б= const. С использованием уравнения C.21) приближенно имеем C.23) где Т(х) - сред немассовая температура жидкости в сечении х. В результате принятых допущений уравнение переноса тепла C.17) с использованием C.23) и в предположении, что в поперечном сечении теплоемкость газа изменяется незначительно, принимает вид Эл/7 - _, 1 д гдг[ дг 1 э2л/7 г2 Эф2 C'24) где i - энтальпия, соответствующая температуре Т(х). К подобному же виду приводится уравнение переноса тепла C.11) и в общем случае зависимости (pFx) от температуры: pVx=pVx(T). C.25) С использованием интегрального соотношения типа [3.11] TfCp(T/T,)pFx(T/TJ(T C.26) и в результате преобразований имеем эе г дг [Гдг)+г2 Эф2 pWlf/fJ' C>27)
80 Глава третья где т j ;( т \ ¦:( т \ тк-т0 L, Ro - соответственно длина и радиус собственно активной зоны теплообменного устройства; То, Т, Тк- среднемассовая температура жидкости соответственно во входном, текущем и выходном сечениях теплообменника; qt - среднее по объему внутреннее тепловыделение в единице объема. Таким образом, рассматриваемая задача сводится к решению линейного уравнения в частных производных второго порядка параболического типа с источником. III. Для определенности рассмотрим ТВС, у которой для уменьшения потерь боковая поверхность теплоизолирована. Имеем граничные условия - - - об Э0 = 0; 0|F=o<oo; 9|ф=е|ф+2тс; — =-ЧГ C.28) 1 d(PL dCP« |ф <р+2тг Решение уравнения C.27) может быть получено известными методами и представляется в виде ряда по собственным функциям рассматриваемой задачи [3.12, 3.13]: C.29) Хпип =
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 81 Ymn = (В случае зависимости характеристик переноса от длины теплообменника показатели степени при ехр в выражениях для Хтп и Ymn имеют вид м 1 2тс U О О У/К J п2 >-) N 1 2л И О О У/К где \imn - корни уравнения Jn'(\i)r=0. Применяя обратное преобразование C.26), получим выражение для распределения средней по элементарным ячейкам температуры газа. Для конкретных условий и задач решение может существенно упрощаться. Например, для ТВС с распределением тепловыделения, описываемым соотношением qy =^sinGDr/A)/0(pr), в случае С = const и
82 Глава третья предположении, что ?=const (автомодельное течение, например, шероховатые поверхности элементов) и Т0=0, имеем T I . (m\ JL 2 ) hiD 1/р х г При у у-ехр(-|1т0 2Dx) C.30) D.30) выполняется приближенно для if«., *~>a На рис. 3.5 представлено изменение температуры газа по радиусу ТВС в сечении Зс = 1 (р = 1,45; L/Ro= 40; Т0/Тк =0; для кривых 1-5 значение комплекса Д соответственно 0,005; 0,02; 0,035; 0,05; 0,065). При прочих равных условиях поле температур существенно Т/\ зависит от величины Д (рис. 3.5) и может регулироваться формой элементов тепловыделяющей сборки, которая в значительной степени определяет величину этого комплекса. Следует отметить, что решение, полученное с использованием рассмотренных преобразований, позволяет достаточно просто построить соотношения для определения координат экстремумов и соответствующих 1,0 o,s 5 jL. ¦ин вам Z ¦¦¦¦в 3 ± а*" / г dm S r 1,0 Рис. 3.5 Поле температур в поперечном сечении ТВС
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 83 областей, которые в дальнейшем наиболее полно обследуются. Кроме того, линейность определяющего уравнения для 9(л:,г,ф) C.27) позволяет в линейном приближении проводить оценки влияния малых по амплитуде возможных пространственных возмущений в распределении тепловыделения на поле температур в охлаждающем газе (решение строится по собственным функциям уравнения C.27)). Такие неравномерности в тепловыделении разного геометрического масштаба возможны при технологических погрешностях в изготовлении теплообменных устройств, изменении характеристик при длительной работе и т.д. Если распределение тепловыделения возможно представить в виде q, jx) q, (r, <p) C.31) qv Чл ч,г а возмущение пространственного значения тепловыделения ) (/>ф) л,т( _л Ч где А' «\, qt —qvXqr2> то имеем уравнение для возмущения (при Cp=const): dx I'l _ C.32) где в'Ос, г,ф)=вх JnllLmnr)cosn<p (предполагается, что наложенное возмущение тепловыделения не влияет на среднемассовую температуру охладителя). Для простейшего граничного условия 0^ (х = 0) = 0, решение уравнения C.32) после преобразования в возмущение температуры с использованием соотношения C.26) принимает вид:
84 Глава третья Г _д'Ы)(тТ Тк qrl X I Я,г Ш/ТКТ C.33) Из решения следует, что развитие температурной неравномерности в теплоносителе зависит от параметра D, который определяется гидродинамическими особенностями системы и существенно зависит от формы элементов, ее составляющих, а также от масштаба неравномерности тепловыделения. На рис. 3.6 представлена зависимость среднемассовой относительной температуры газа TJT от величины эффективного коэффициента переноса тепла D для варианта трехзонного радиального профилирования тепловыделения в ТВС реактора ИРГИТ. При D=0,015 отношение среднемассовой температуры рабочего тела к максимальной в выходном сечении тепловыделяющей сборки составляет 0,95. Неравномерность температур может быть уменьшена в конструкции ТВС с большим эффективным коэффициентом переноса тепла и большим числом зон по величине концентрации урана по радиусу тепловыделяющей сборки. В реальных размерах реактора ИРГИТ увеличение числа зон концентраций было затруднено. Тн to 0,9 1 О 0,01 0,01 0,03 0,0*1 Рис. 3.6 Зависимость температуры нагрева рабочего тела в ТВС от величины D
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 85 Анализ эффективности теплообменных поверхностей в условиях конвективного теплообмена Для каждой конкретной задачи при определении конструктивной схемы теплообменных аппаратов и устройств возникает проблема выбора оптимальной формы теплопередающих поверхностей. Под оптимальной формой будем понимать форму поверхности, которой при прочих равных условиях (эти условия будут оговорены ниже) соответствует минимум теплопередающей площади. Уменьшение площади теплопередающей поверхности достигается использованием различных методов интенсификации конвективного теплообмена. Интенсификация теплообмена сопровождается увеличением затрат энергии на прокачку теплоносителя. Из-за сложности происходящих при этом физических процессов не удается построить общую теорию, позволяющую прогнозировать количественные характеристики возможных способов интенсификации теплообмена, поэтому обычно полученные экспериментальные данные поясняются качественными представлениями о предполагаемом механизме интенсификации. Практически происходит накопление опытных данных по свойствам различных форм поверхностей теплообмена, из которых в результате сравнения необходимо выбирать для конкретных условий лучшую. В достаточно общем виде метод сравнения двух теплообменных поверхностей, одна из которых служит эталоном, рассмотрен в [3.14]. Сравнение проводится по трем графически определяемым коэффициентам, характеризующим соотношение переданной теплоты, энергии, затрачиваемой на прокачку теплоносителя, и площади поверхности теплообмена. Идея этого метода разрабатывается и в других работах. Метод выбора оптимальной поверхности теплообмена по минимуму изменения энтропии теплоносителя предлагается в [3.15]. Для теплообменных устройств транспортных ядерных энергетических установок принципиальными являются требования по массе (размерам) при ограниченных возможностях вариации основных тепловых и гидродинамических параметров. Практически заданными являются такие параметры теплообменников, как тепловая мощность, абсолютные уровни температур и давлений теплоносителей, род теплоносителей и величины их массовых расходов, ограничения по перепаду давления.
86 Глава третья В этих условиях необходимо определить форму теплообменных поверхностей и режимы течения теплоносителей, обеспечивающие минимум площади (размеров) теплообменного устройства [3.16]. Далее будем предполагать приближенно, что минимуму площади соответствует минимум массы поверхности теплообмена. В теплогидравлических расчетах теплообменных устройств обычно используют коэффициенты теплоотдачи и гидравлического сопротивления, которые для каждой конструктивной схемы теплообменных поверхностей надежно могут быть определены только экспериментально. Эти коэффициенты входят в два известных уравнения для описания баланса теплоты и количества движения. Для участка поверхности конечной длины при умеренных скоростях течения теплоносителя (М<0,3) имеем G QF C.34) C.35) 2 dr Здесь и далее Q - тепловая мощность теплообменника, р, С - плотность и теплоемкость теплоносителя, AT - изменение температуры теплоносителя, G - расход теплоносителя, а - коэффициент теплоотдачи, 0 - разность температуры стенки и теплоносителя, F - площадь поверхности теплообмена, АР - перепад давлений теплоносителя на длине /, ?- коэффициент гидравлического сопротивления, V - скорость теплоносителя, dv - гидравлический диаметр, I - длина, St - критерий Стантона, / - площадь сечения для протока теплоносителя. В предположении dr = 4J1/F уравнение C.34) приводится к виду / 1 AT dT " 4 Ste и после подстановки в уравнение C.35) имеем ( St 8AP6pV/2 ={j~~xrj ¦ C-36)
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 87 С использованием двух последних соотношений получено выражение для площади теплообменной поверхности, приходящейся на единицу тепловой мощности, F_ J __^_ Q " 2Ср ^2ДРрО3 I I с.з | • C.37) Вид последней зависимости позволяет установить отмеченные выше при определении оптимальной формы поверхности теплообмена «прочие равные условия» (это - род теплоносителя и его параметры Ср, р(Р, Т), перепад давления АР, подогрев (охлаждение) теплоносителя AT и температурный напор 0). Минимум площади поверхности при прочих равных условиях соответствует минимуму значения комплекса (?/St3I/2, который может, таким образом, служить критерием тепло- гидравлической эффективности поверхности при конвективном теплообмене. В том случае, когда к требованию минимума площади поверхности теплообмена прибавляются какие-либо дополнительные условия, например по соотношению продольных и поперечных размеров поверхности, ограничению максимальной величины теплового потока и т. п., этот критерий также применим и позволяет определить пути оптимизации параметров теплообменной поверхности в условиях конкретных ограничений. При этом лишь сужается область выбора типа теплообменной поверхности и режимов по числу Рейнольдса (Re) на множестве зависимостей (^/St3I2 =/(Re), наиболее характерные из которых представлены на рис. 3.7. При построении зависимостей (?/St3I/2 от числа Re использовались экспериментальные данные по тепловым и гидравлическим характеристикам компактных теплообменников, наиболее полно и в единой форме обработки представленные в [3.17], а также данные по другим конструкциям с интенсификацией теплообмена [3.18-3.20]. Все приведенные экспериментальные данные получены в опытах с использованием в качестве теплоносителя воздуха (число Прандтля Рг=0,7). В этом смысле результаты анализа справедливы для систем, в которых ис-
88 Глава третья 10r2 5 7 103 Рис. 3.7 Зависимость критерия теплогидравлической эффективности от числа Re для различных форм поверхностей теплообмена пользуются теплоносители с числами Рг, характерными для газов. Для рассмотренных поверхностей теплообмена в экспериментально обследованном по числу Рейнольдса диапазоне с ростом числа Re значения комплекса (?/St3I72 увеличиваются, минимальное значение соответствует минимально реализованному числу Re. Для систем с достаточно выраженными особенностями изменения гидравлических и тепловых характеристик (?, St) в переходной области по числу Re (переход к турбулентному характеру течения) отмечаются максимумы значения комплекса (?/St3)l/2 (круглая труба, плоский канал, плоский периодически пережатый канал - кривые 1, 2, 3, соответственно, - пластинчато- ребристая поверхность с гладкими ребрами - кривая 15 - и т.п.). График зависимости экспериментальных данных по комплексу (?/St3I72 от числа Re для шаровой насадочной поверхности (8) с беспорядочным расположением шаров и пористостью 0,37-0,39 делит представленную на рис. 3.7 область изменения комплекса (?/St3I72 на две
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 89 яасти: выше отмеченной зависимости располагаются данные по характеристикам течений в изолированных каналах (труба, пережатый канал, пластинчато-ребристая поверхность с гладкими ребрами и т. д.), ниже - характеристики поверхностей, использующих принцип поперечного обтекания (кривые 10,11, соответствующие поперечному обтеканию шахматных пучков труб; пакетов решеток с коридорным расположением соседних решеток (кривая 16) при пористости 0,832, шахматным A2), коридорным A3) и произвольным A4) расположением решеток при пористости 0,5). Характеристики поперечного обтекания пучка труб описываются кривыми 4-6 соответственно для шахматного пучка плоских пережатых труб D), шахматного пучка плоских труб E) и коридорного пучка круглых труб F). Схема построения этих пучков такова, что в них частично реализуются особенности течения, присущие изолированным каналам. Так, для пучка плоских труб (кривая 5) в направлении течения трубы установлены практически вплотную, как бы образуя систему параллельных каналов сложной формы. Эта особенность геометрии в большей или меньшей степени присуща также системам, характеристики которых описываются кривыми 4 и 6; поэтому для них зависимость комплекса (!;/St3I/2 от Re основными особенностями схожа с аналогичной зависимостью для системы изолированных каналов A-3 и др.). К системам, в которых частично используются особенности поперечного обтекания, относятся трубы с периодическим сужением проходного сечения и пластины с прерывистым и перфорированным ореб- рением. На рис. 3.7 кривая 7 соответствует экспериментальным данным по поверхности теплообмена, «представляющей собой гофрированную перфорированную насадку, создающую совместно с основными пластинами систему прямоугольных зигзагообразных каналов постоянного сечения» [3.19]. Приведенные в [3.20] экспериментальные данные В. Нуннера по тепловым и гидравлическим характеристикам труб с кольцевыми вставками представлены кривой 9. Кривые 17, 18 соответствуют опытным данным [3.18] по характеристикам труб с кольцевыми диафрагмами.
90 Глава третья Рассмотренные экспериментальные данные свидетельствуют о том, что в условиях турбулентного течения при достаточно больших числах Re (Re>104) механизм переноса не сильно зависит от формы вносимых в поток возмущений. Различные конструктивные решения по изменению формы теплообменной поверхности в целях интенсификации теплообмена дают приблизительно одинаковые результаты. Несколько отклоняются от общей для рассмотренных поверхностей тенденции к сближению зависимостей (?/St3I/2 =/(Re) при Re>104 экспериментальные данные [3.18], полученные на трубах с периодическим по длине сужением проходного сечения (рис. 3.7, кривые 17,18). Однако приведенные в [3.20] данные В. Нуннера для труб, близких по геометрическим характеристикам к описанным в [3.18], с равноотстоящими по длине кольцевыми суживающими вставками хорошо соответствуют общей тенденции при Re>104 (при Re=104 данные [3.18] и Н. Нуннера близки). Структура комплекса (?/St3I/2 предполагает целесообразность использования при создании компактных теплообменников поверхностей, образующих каналы с большим коэффициентом гидравлического сопротивления, так как обычно увеличение Ь, сопровождается ростом St. В случае, когда St при изменении от Stj до St2 растет медленнее, чем ? от ^до ^2, использование режимов или поверхностей с большим ? выгодно при выполнении условия lg (Stg/St^ >1/3lg(^2/^1) (при малых изменениях ? и St ASt/St >1/8Д^/^). Совместное рассмотрение представленных на рис. 3.7, 3.8 экспериментальных данных [3.17, 3.19, 3.20] по (?/St3I/2 и ^ в общем подтверждает эту тенденцию, хотя тпаровая насадочная поверхность с беспорядочным расположением шаров (пористость 0,37-0,39) из нее, очевидно, выпадает по отношению к эффективным поверхностям с поперечным обтеканием. В значительно меньшей степени в отдельных диапазонах по Re нарушение этой тенденции свойственно системам с поперечным обтеканием пучков плоских пережатых и плоских труб, установленных близко одна за другой в направлении течения.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 91 Из рис. 3.7 следует, что бо- лее благоприятные соотношения между характеристиками теплообмена и гидравлического сопротивления соответствуют поверхностям, для которых реализуется принцип поперечного обтекания. Для всех рассмотренных поверхностей теплообмена при прочих равных условиях минимум отношения площади поверхности теплообменника к снимаемой тепловой мощности соответствует минимально реализованному числу Рейнольдса. Для каналов 6 8 103 с выраженными особенностями Рис- 38 Зависимость коэффициентов гидравлического сопротивле- изменения тепловых и гидравли- нця Qm цисла Re дляразличных ческих характеристик в переход- форм поверхностей теплообмена ной области по числу Рейнольдса нецелесообразно построение теплообменников с параметрами переходной области. Более благоприятное соотношение между характеристиками теплообмена и гидравлического сопротивления соответствует принципу поперечного обтекания элементов конструкции теплообменных устройств. Как отмечалось выше, для системы охлаждения ядерного реактора при определении размера характерного одиночного канала необходимо учитывать также, что: - в условиях высокой теплонапряженности конструкции возможные отклонения геометрических, технологических и других параметров канала могут приводить к забросам температуры, значительно большим, чем в обычных теплообменниках той же мощности;
92 Глава третья - в объеме реактора имеют место существенные неравномерности тепловыделения; - из условия минимизации загрузки делящегося вещества существуют ограничения по соотношению размеров реактора (L/D). При работе вблизи заданных предельных значений температур материалов реактора оптимальный размер характерного канала системы охлаждения реактора может отличаться от размера, обеспечивающего минимум поверхности при оптимизации по среднемассовым параметрам теплоносителя. Теплогидравлические характеристики ТВС на основе витых стержней специального профиля Для ТВС на основе системы параллельных каналов (круглые каналы, плоские каналы и др.) индивидуальные характеристики гидравлики и теплообмена достаточно подробно исследованы. Применительно к ТВС эти данные должны быть дополнены в случае использования коллекторов смешения для выравнивания температурных неравномер- ностей данными по характеристикам переноса тепла в коллекторах. Для конкретных схем ТВС такие данные получены и будут рассмотрены ниже. Применительно к ТВС на основе витых стержней специального профиля известные экспериментальные данные и полуэмпирические соотношения недостаточно системно описывают особенности течения и переноса тепла в них. Ограничим класс рассматриваемых течений в ТВС такого типа следующими условиями: 1. Стержни имеют одинаковую форму поперечного сечения (геометрически подобные формы поперечного сечения), плотно упакованы и имеют одинаковые решетки упаковки в блок, следовательно, поперечное сечение пакета полностью определяется заданием одного характерного линейного размера. Примем за такой размер описанный диаметр стержня dCT, либо гидравлический диаметр сборки dr, который при принятых условиях пропорционален dCT (число стержней достаточно большое). 2. Стержни достаточно длинные, поэтому можно не учитывать особенностей движения на концах пакета.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 93 3. Будем рассматривать установившееся движение с умеренными скоростями газа (М<0,3, влияние сжимаемости при этом условии несущественно). В такой постановке пакет стержней, рабочее тело (свойства инерции и вязкости) и состояние движения газа в целом определяются следующей системой параметров: р, |1, V, dcT, S (S - шаг закрутки лепестков стержня). В соответствии с представлениями теории подобия и размерности из указанных определяющих параметров возможно построить две независимые безразмерные комбинации - число Рейнольдса (Re) и параметр S/d^. Все безразмерные величины, зависящие от указанных параметров и, в частности, коэффициент гидравлического сопротивления, будут являться функциями Re и S/d^. Таким образом, ?=?(Re, S/d^), а также Nu=Nu(Re, S/dCT). Обычно обобщение [3.21 и др.] экспериментальных данных по гидравлике и теплообмену в системах витых стержней проводится с использованием характеристик поперечного сечения, перпендикулярного оси ТВС (предполагается, что направление вектора средней скорости совпадает с осью ТВС). Такой метод обработки опытных данных возможен, однако при этом затрудняются определение и объяснение влияния шага навивки на собственно коэффициенты гидравлического сопротивления и теплообмена и корректное сопоставление результатов обработки с данными по соответствующим характеристикам для других систем (труба, гладкотрубный пучок и т.п.). Так, при сопоставлении коэффициентов гидравлического сопротивления кольцевых зазоров и кольцевых каналов со спиральными ребрами [3.22] показано, что при обработке экспериментальных данных в предположении, которое отмечалось выше, коэффициенты существенно отличаются, а с учетом фактической геометрии и особенностей течения коэффициенты совпадают с S/d>3,5. Оценим влияние шага навивки стержней на коэффициент гидравлического сопротивления и характеристики местного теплообмена сборки с учетом фактической геометрии поперечного сечения ТВС и особенностей течения (подробно в [3.23]). Выражение для определения гидравлического сопротивления запишем в обычной для гидравлики форме:
94 Глава третья dx 2gdr g dx где P - давление; V - средняя скорость; у - удельный вес рабочего тела; dv - гидравлический диаметр; g - ускорение силы тяжести; 2; - коэффициент гидравлического сопротивления. Коэффициенты гидравлического сопротивления каналов при изотермическом течении, одинаковых расходах рабочего тела и перепадах давления АР, а также при линейном изменении давления на рассматриваемом участке связаны следующим соотношением: >V 2-AP/Ptdr /.J !__L / fV C.39) где I - длина участка; П - периметр; F - площадь проходного сечения для рабочего тела. При АР«РХ (Рх - давление газа на входе) Соответственно, для критерия Нуссельта имеем:
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 95 Здесь и ниже индексом «О» отмечены коэффициенты гидравлического сопротивления, критерий Nu и геометрические характеристики сборки стержней в предположении, что направление вектора скорости совпадает с осью ТВС; без индекса обозначены характеристики, отнесенные к скорости в спиральном движении (скорость в ячейке стержня направлена на каждом радиусе эквидистантно грани лепестка). Отметим, что в трубах, имеющих завихрители из скрученной ленты, скорость жидкости для турбулентного ядра потока и, во всяком случае, на протяжении части поверхности трубы, для промежуточного слоя и ламинарного подслоя «имела спиральное направление» [3.24]. Для F/FQ имеем: Fo Vo где \|/0 - пористость по рабочему телу в сечении, перпендикулярном оси сборки. kF±, k - число стержней; F± - фактическое значение площади проходного сечения для рабочего тела в спиральном движении в ячейке с диаметром, равным d; f- площадь поперечного сечения активной зоны ТВС (до изоляции); \|/ - пористость ТВС на просвет; Т п г F = f-k——-mF т - число возможных заполнителей на внешней границе активной части ТВС, обеспечивающих сохранение \|/0 в этой области сечения; F - площадь поперечного сечения заполнителя.
96 Глава третья Для принятой расчетной модели по определению имеем: а) площадь F± D ft 2 ^ 2sin — где п - число лепестков стержня; C - угол, отсчитываемый в плоскости, перпендикулярной оси ТВС, для канала теплоносителя в характерной ячейке с диаметром d. б) эффективная длина I на участке S kjjlFdF±+SFn kF±+Fn lF=^S2+BnrJ • в) периметр приближенно C.43) =2d п 4х леп. cosarcsin — + -45 В работе [3.23] в результате интегрирования уравнений C.42, 3.43) получены выражения для определения геометрических характеристик F, I, П пакета стержней по скорости в спиральном движении (предполагалось, что в ячейке стержня скорость жидкости направлена по касательной к спиральной траектории). Определенная с использованием этих выражений расчетная зависимость ?0/? от относительного шага закрутки стержней, а также экспериментальные данные для развитого турбулентного течения представлены на рис. 3.9а (l-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 97 Оценки показали, что значения , определенные по полному смоченному и обогреваемому периметрам, для модели отличаются на -0,25%. В случае 2-лепестковых стержней (см. рис. 3.9а) экспериментально определенные значения коэффициента гидравлического сопротивления ?0 отнесены к соответствующим по числу Рейнольдса значениям коэффициента для гладкотрубного пучка той же пористости, в случае 4-лепестковых стержней — к значениям ?0 для пучка стержней S/d=51. При развитом турбулентном течении коэффициент сопротивления пучка 4-лепестковых стержней с S/d=51 практически совпадает с коэффициентом сопротивления для гладкой трубы [3.21]. 2 * _ ? 10 Для 2-лепестковых стержней ж- Re = 3-104 '-Re = 18 5-Ю4 Т I 26 Для 4-лепестковых стержней д-ResS-IO4 А 34 5-Ю4 44 —а- S/d 2.4 2,0 1.6 1.2 08 Рис. 3.9а Изменение коэффициента гидравлического сопротивления в зависимости от относительного шага закрутки стержней Выбор для сравнения аналога с прямыми каналами для выявления влияния шага навивки стержней на ^ не принципиален; можно считать, что экспериментальные данные по ?0 нормированы на значения ?0 той же серии экспериментов при S/d, для которых ?=?0. При этом уменьшается или исключается влияние систематических погрешностей эксперимента на результаты анализа.
98 Глава третья Имеем удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных данных во всем диапазоне изменения шагов, начиная с S/d >6. Разброс точек относительно расчетной кривой не превосходит максимальной погрешности определения соответствующих коэффициентов. Это означает, что при развитом турбулентном течении во всем диапазоне изменения шагов закрутки S/d>6 коэффициент гидравлического сопротивления сборки витых стержней, определенный с учетом фактической геометрии проходного сечения, практически не зависит от S/d и, следовательно, гидравлические потери определяются, в основном, потерями на трение о стенки стержней (как и в прямых каналах). Этот результат позволяет предположить, что эффекты вторичных течений в рассмотренном диапазоне изменения S/d незначительны. При S/d<6 возможно существенное увеличение коэффициента сопротивления, которое может быть связано с особенностями технологии изготовления стержней с такими значениями S/d, либо является физической особенностью такого типа течения при S/d<6, когда окружная составляющая скорости приближается по величине к осевой и может превосходить ее. По первой особенности можно отметить, что практически трудно изготовить одинаковые стержни заданного профиля при S/d-4. Поэтому из-за различных гидравлических характеристик стержней при существенно уменьшающейся, начиная с S/d<6, пористости в направлении средней скорости возможно осредненное перетекание газа из ячейки в ячейку. Для принятых размеров рабочей части масштаб возмущения в ячейке стержня соизмерим с размером поперечного сечения. Пространственные колебания скорости могут сопровождаться колебаниями во времени, имеющими характер сильной турбулентности. Такого типа неустойчивость экспериментально наблюдалась при исследованиях решеток и сеток с пористостью, меньшей 0,5 [3.25]. Если предположить, что резкое увеличение ^ при S/d<6 есть физическая особенность такого типа течений, связанная с взаимодействием ячеек стержней, то возможно ожидать существенного увеличения коэффициентов переноса в этой области изменения шагов закрутки. Однако, в этом случае эффект увеличения коэффициента переноса затруднительно
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 99 использовать в ТВС из-за высоких значений коэффициентов сопротивления (имеются частные данные [3.21], по которым при Re>104 коэффициент сопротивления стержней с S/d=4,15 в ~3 раза выше, чем в гладкотрубном пучке той же пористости). Nue/Nu 2,4 2,0 1,6 1,2 0,8 > i f ft I Для 2-лепестковых Для 4-лепестк стержней стержней о -Re = 3104 • -Re = 2 xr -Re = 4104 ж -Re = 3 К -Re = 6104 * -Re = 5- * -Re = 8-104 овых 104 104 104 10 18 26 34 44 Рис. 3.96 Изменение характеристик местной теплоотдачи в зависимости от относительного шага закрутки стержней На рис. 3.96 представлены расчетные данные и результаты экспериментов [3.21] по изучению местной теплоотдачи в пучках стержней. Экспериментальные значения чисел Нуссельта Nu0 нормированы на значение Nu той же серии опытов при наибольшем шаге стержней, для которых Nuo=Nu. И здесь имеем удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных данных. Разброс точек относительно расчетной кривой порядка погрешности определения характеристик местного теплообмена. Несколько выше расчетной кривой лежат только экспериментальные точки для 2-лепестковых стержней с S/d=6,3. Результаты экспериментов [3.21] и выполненный анализ изменения Nuo/Nu в зависимости от S/d показывают, что характеристики местного теплообмена в пакетах витых стержней с S/d>6 при развитом турбулентном течении (Re>104) практически не отличаются от соответствующих характеристик трубы.
100 Глава третья Поскольку коэффициент гидравлического сопротивления и характеристики местного теплообмена, определенные с учетом фактической геометрии стержней, при развитом турбулентном течении практически не зависят от S/d (S/d>6), можно предположить, что и коэффициент турбулентной диффузии D в ячейке стержня так же, как и в трубе т Г S Га S d [3.26], подобен по скорости V I "тт: = const I и комплекс —- не зависит от S/d (S/d>6). Результаты экспериментов, описанных в дальнейших разделах, качественно подтверждают это предположение: коэффициент переноса для 2- и 4-лепестковых стержней (соответственно S/d=13,6 и S/d=26) имеет порядок величины коэффициента турбулентной диффузии для трубы [3.26], лотка [3.27]. Итак, приведенные выше результаты исследований показывают, что коэффициент эффективной диффузии в сечениях сборки стержней, начиная с некоторых значений при уменьшении S/d, может быть существенно больше коэффициента турбулентной диффузии в ячейке стержня за счет взаимодействия «атмосфер» индивидуальных стержней при организованном вращении газа. Общие положения методики гидродинамических и тепловых испытаний двигателя Такие испытания предназначены для определения гидравлических и тепловых характеристик трактов, обеспечивающих достоверный прогноз теплового состояния на режимах работы ЯРД, закономерностей перераспределения расходов рабочего тела и моделирования натурного силового нагружения в узлах, сборках и аппарате в целом. Существуют два типа испытаний: 1. Исследования и испытания деталей, элементов, узлов аппарата с целью уточнения их конструктивной формы, размеров и гидравлических характеристик, обеспечивающих надежное охлаждение конструкции. 2. Испытания принятой конструкции с целью подбора по гидравлическому сопротивлению узлов в тепловыделяющую сборку (контроль соответствия гидравлических свойств расчетным значениям)
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 101 и определение гидравлических характеристик изделия, необходимых для задания режимов испытаний ЯРД в натурных условиях. Первая группа работ выполняется на соответствующих моделях или узлах ЯРД со стендовыми приспособлениями. Вторая - проводится на элементах и узлах, комплектующих изделие в последовательности, соответствующей последовательности сборки ЯРД. Вторая группа работ по изделию предполагает, что основные элементы и узлы двигателя прошли полный цикл автономной отработки, и включает контрольные исследования, испытания и гидродинамическую настройку штатных элементов и узлов на заданное распределение расходов и испытания сборки изделия в целом для определения взаимного влияния узлов и получения полного набора данных, необходимых для прогноза теплового состояния изделия и контроля его целостности на всех этапах испытаний и эксплуатации. Режимы испытаний подбираются в зависимости от целей исследований. Основные цели испытаний: 1. Определение коэффициентов переноса и гидравлического сопротивления (потребный диапазон изменения расхода и давления рабочего тела, применяемого в модельных продувках, определяется из условия динамического подобия течений - равные числа Рейнольдса при натурных и модельных испытаниях; М=0,3-ь0,5). 2. Создание необходимого из условия надежного охлаждения конструкции распределения расходов и поля скоростей рабочего тела в узлах и сборке ЯРД (выполняются работы по измерению полей скоростей рабочего тела, настройке регулирующих дросселей, уточнению формы элементов конструкции и т.п.). 3. Комплексные испытания: а) определение суммарных коэффициентов гидравлического сопротивления, необходимых при контрольных испытаниях аппарата перед «горячими» пусками и при прогнозировании натурных режимов работы; б) моделирование силового нагружения - из условия натурных перепадов давления в гидравлических трактах изделия подбираются расход и давление модельного рабочего тела.
102 Глава третья Исследования на моделях В этих исследованиях под моделью понимается система приспособлений и дополнительных к штатным измерений, обеспечивающих гидродинамические автономные испытания узлов с необходимыми граничными условиями. Комплекс основных моделей, установок и работ Центра Келдыша, обеспечивших автономную отработку конструкций и конструкционных материалов элементов и узлов двигателя, представлен в следующем разделе данной главы. Характерный гидравлический тракт реактора ЯРД и ЯЭУ можно представить состоящим из следующих основных участков, отработку которых возможно проводить независимо: - тракт охлаждения замедлителя, - тракт охлаждения отражателя, - каналы ТВС, - тракт охлаждения корпуса реактора и сопла, - тракт охлаждения огневого днища (перед соплом двигателя), - гидравлические тракты блока защиты, - тракт охлаждения на входе в реактор. Приводимый ниже перечень основных работ и экспериментальных установок отражает идею поэлементной отработки узлов изделия с последующими контрольными экспериментами на сборке аппарата. Для отработки созданного прототипа реактора ЯРД и ЯЭУ - реактора ИРГИТ были разработаны и изготовлены рабочие части и модели, обеспечившие проведение следующих основных работ: 1. Исследование гидравлических характеристик замедлителя с учетом натурных начальных условий: - определение коэффициентов гидравлического сопротивления; - определение суммарного коэффициента гидравлического сопротивления ?z сборки замедлителя и закономерностей распределения поля скоростей, профилирование расхода по радиусу сборки; 2. Определение гидравлических характеристик корпуса; 3. Исследование гидравлического сопротивления каналов блока защиты и определение поля скоростей на входе в активную зону реактора (на выходе из блока защиты);
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 103 4. Исследование распределения расходов по блокам отражателя (боковой отражатель реактора ИРГИТ состоит из двенадцати блоков-сегментов) и каналам охлаждения между блоками (для последних - определение коэффициентов сопротивления); 5. Комплексные испытания сборки узлов для определения суммарных гидравлических характеристик. Для блока отражателя определялись: - коэффициенты гидравлического сопротивления каналов и коэффициенты местных сопротивлений; - перераспределения расходов между каналами; - форма регулирующих дросселей и их характеристики; - коэффициент переноса в канале у поглощающих нейтроны пластин барабанов управления. Контрольные гидродинамические испытания при сборке изделия Исследования, выполненные на рассмотренных моделях, позволяют провести контрольные испытания при сборке ЯРД и ЯЭУ. Последовательность испытаний должна совпадать с технологией сборки изделия (ниже приводится перечень испытаний в порядке выполненной технологии сборки реактора ИРГИТ). 1. Если модели корпуса не отличаются от натурных по конструкции, размерам и применяемым материалам, то в испытаниях при сборке изделия достаточно провести ограниченное число испытаний по определению коэффициентов гидравлического сопротивления E-*-10 точек) и в порядке выборочного контроля выполнить измерения поля скоростей на выходе из нижнего днища (со стендовыми приспособлениями и измерениями - гребенками отбора полного и статического давлений). 2. Если гидравлические характеристики блока защиты подробно обследованы при автономной отработке, то перед стыковкой блока защиты с блоком замедлителя необходимо определить суммарный коэффициент гидравлического сопротивления и провести выборочный контроль поля скорости на выходе из блока защиты. 3. Подбираются по гидравлическому сопротивлению блоки отражателя в сборку отражателя (выполняется проверка по суммарному коэффициенту сопротивления и расходу рабочего тела при заданных давлении и перепаде давления).
104 Глава третья 4. На собранном изделии проводится контрольное определение суммарных коэффициентов сопротивления на всех основных узлах аппарата, уточнение взаимодействия гидравлических трактов в сборке. Продувки проводятся с имитаторами ТВС. При испытаниях необходимо строгое соблюдение модельности режимов, начальных условий и корректное использование результатов исследований при прогнозировании натурных режимов работы изделия. В частности, например, при отработке 1/12 блока отражателя каждому конкретному натурному режиму (режим номинальной мощности, промежуточные режимы) должен соответствовать модельный с иным, чем в натуре, распределением расходов рабочего тела между каналами. По этому распределению подбираются характеристики регулирующих органов (жиклеров), определяются их свойства на различных режимах и в результате расчета показывается, что на возможных режимах натурных испытаний изделия реализуется необходимое из условия надежного охлаждения конструкции распределение расходов между каналами. В качестве иллюстрации на рис. 3.10 приводятся данные прогноза теплового состояния замедлителя реактора ИРГИТ, выполненного по результатам гидродинамической настройки системы охлаждения блока C72 круглых канала, 38 кольцевых каналов), и результаты измерений, полученные в процессе натурных испытаний ОИ-2 реактора [3.28]. Наблюдается хорошее совпадение данных испытаний и прогноза. Реализована система охлаждения, обеспечившая минимум температурных неравномерностей в блоке замедлителя реактора. 450 400 350 Тт т=303 К f=1'2% д 0 0 • \дан \эксг - Рас дан юримента учетные ныв а г 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 Рис. 3.10 Температура блока замедлителя при испытании в реакторе ИРГИТ
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 105 Для решения рассмотренных выше проблемных вопросов ЯРД и ЯЭУ, в Центре Келдыша были созданы специальные комплексы, обеспечившие разработку и обоснование базовых ядерно-космических технологий [3.29]: I. Программно-методический комплекс для построения конструкции изделия и методики испытаний при ограниченной отработке натурных изделий в натурных условиях, для обоснования концепции, при которой основной объем испытаний по отработке изделия на заданную надежность выполняется на элементах и узлах ЯРД в модельных и натурных условиях. Комплекс включает: - математическое моделирование основных рабочих процессов в узлах двигателей и энергетических установок и установках в целом; - методики экспериментальных исследований гидродинамики и теплопередачи, в результате реализации которых обеспечивается получение полного набора данных, необходимых для замыкания математических моделей; - методики гидродинамической настройки на заданное распределение расходов по трактам охлаждения изделий; - методики комплексных испытаний двигателей и энергетических установок и прогноза натурных режимов работы изделий. В начале работ по ЯРД (конец пятидесятых - начало шестидесятых годов) методы решения рассмотренных выше задач были недостаточно разработаны и вычислительная техника имела существенно ограниченные возможности, поэтому получаемые результаты определялись индивидуальными возможностями исследователей. К настоящему времени численные методы решения таких задач достаточно хорошо разработаны, имеется вычислительная техника, обеспечивающая реализацию необходимых алгоритмов расчета. П. Производственно-испытательный комплексу позволяющий проводить сборку узлов и изделий в целом, препарирование их средствами измерений, гидродинамическую настройку трактов охлаждения изделий на заданное распределение расходов рабочего тела, комплексные испытания собранного изделия.
106 Глава третья Здесь выполняются следующие работы: - поузловая отработка изделия с доработкой конструкции узлов на основании результатов поузловых испытаний; - препарирование изделий средствами измерений; - сборка изделий; - гидродинамические испытания изделия (определяются коэффициенты гидравлического сопротивления узлов в составе изделия в широком диапазоне изменения числа Рейнольдса, устанавливаются распределения расходов по трактам охлаждения узлов настройкой регулирующих элементов и органов); - обследование вибрационных и пульсационных характеристик изделия; - комплексные испытания изделия для определения условий взаимодействия узлов в изделии; - настройка приводов системы регулирования и определение влияния силового нагружения на характеристики системы управления. III. Исследовательско-испытательный комплекс, обеспечивающий поэлементную и поузловую отработку ЯРД на модельных и натурных рабочих телах (холодные гидродинамические исследования и испытания, высокотемпературные исследования и испытания с использованием омических нагревателей и плазмотронов) и обоснование и отработку методов обеспечения радиационной безопасности при транспортировке ЯРД на околоземные орбиты и их работы на таких орбитах. Здесь решаются задачи, возникающие на этапах проектирования и создания изделий: - экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена с целью обоснования геометрической формы каналов и режимов течения рабочего тела в проточной части изделий, обеспечивающих надежное охлаждение конструкции; - контрольные исследования и испытания элементов и узлов конструкции изделий штатной геометрии ( натурный либо модельный состав материалов); - контрольные испытания на стойкость, термопрочность и термо- деформативность конструкции при воспроизведении или моделировании высокотемпературных воздействий;
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 107 - исследование проблемы уничтожения реактора при аварии с необходимым диспергированием конструкции до размеров частиц и концентраций, не приводящих к изменению радиоактивной обстановки на поверхности Земли. IV. Технолого-производственный комплекс по разработке и изготовлению теплообменных агрегатов для ЯЭУ обеспечивал изготовление тепловыделяющих сборок (ТВС) для испытаний в реакторе, обеспечивает изготовление пластинчатых теплообменников с эффективностью по размещению поверхностей теплообмена 1000-1500 м2/м3 и разработку перспективных капельных холодильников-излучателей. В результате реализации разработанных на комплексах Центра Келдыша базовых технологий были созданы первые тепловыделяющие сборки реактора ЯРД, которые успешно прошли испытания в составе исследовательского реактора ИГР; обоснованы конструктивная схема и состав конструкционных материалов активной зоны реактора ИРГИТ - прототипа реактора ЯРД; выполнены поэлементная и поузловая отработка активной зоны реактора (конструкция тепловыделяющей сборки реактора ИРГИТ и основной объем ее отработки выполнен в НПО «Луч»); проведены сборка, препарирование средствами измерений и комплексные предреакторные испытания реактора ИРГИТ. Гидродинамические и тепловые характеристики системы охлаждения реактора Экспериментальная база и содержание выполненных работ Экспериментальные исследования системы охлаждения реактора ЯРД и ЯЭУ были выполнены на созданном в Центре Келдыша и представленном в предыдущем разделе исследовательско-испытательном комплексе [3.29]. В результате выполненных исследований обоснована оптимальная форма каналов и системы охлаждения активной зоны реактора, определены ее тепловые и гидродинамические характеристики.
108 Глава третья I. Для тепловыделяющих сборок (ТВС): а) для конструкции ТВС, охлаждение которой обеспечивается системой параллельных изолированных каналов, показана необходимость введения по длине ТВС коллекторов смешения. Для выравнивания температурных неравномерностей масштаба расстояния между каналами достаточно иметь за каждым блоком по длине свободный объем (диаметр совпадает с диаметром ТВС, длина Z~F-10)u, h - расстояние между каналами). ТВС такой конструкции была первой, которая успешно прошла реакторные испытания; б) для ТВС на основе витых стержней экспериментально установленные эффективные коэффициенты переноса тепла позволили провести минимизацию температурных неравномерностей профилированием тепловыделения по радиусу ТВС (изменением концентрации урана) и обосновать допустимую температуру рабочего тела на выходе из ТВС -3000 К. Обследовано влияние возможных дефектов твэлов на тепловые и гидродинамические характеристики ТВС и определены форма и размеры допустимых дефектов. Разработанная НПО «Луч» конструкция ТВС такого типа успешно прошла реакторные испытания. II. Для характерных каналов системы охлаждения замедлителя, отражателя и корпуса: а) для круглых каналов охлаждения обследовано влияние стыков дисков блока замедлителя на гидравлические характеристики и перераспределение расходов по каналам (для реактора ИРГИТ- 372 однотипных канала в блоке замедлителя). Выравнивание неравномерностей расхода рабочего тела по каналам проводилось индивидуальной доработкой регулирующих органов на входе в замедлитель; б) в конструкции отражателя, замедлителя, корпуса использовались пять типов кольцевых каналов: - кольцевой канал, - кольцевой канал с оребрением, - кольцевой канал со спиральным оребрением, - кольцевой канал с периодически организуемой закруткой газа, - кольцевой канал с переменным по углу сечением.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 109 Для первых типов каналов, индивидуальные тепловые и гидравлические характеристики которых обследовались ранее, в том числе и другими авторами, определялись соответствующие характеристики для систем каналов изготовленной конструкции, учитывающие особенности принятых технологий и точности изготовления. Так, для кольцевых каналов охлаждения замедлителя определялось влияние возможного эксцентриситета при установке ТВС и стыков блоков, составляющих замедлитель, на поле скоростей рабочего тела и гидравлическое сопротивление. Стабильность определяемых свойств подтверждалась при испытаниях блока после переборок. Два других типа кольцевых каналов используются в системе охлаждения барабанов регулирования мощности, размещенных в боковом отражателе реактора, обеспечивают допустимое поле температур в условиях существенно неравномерного поля тепловыделения. В этом подвижном узле реактора наибольшая неравномерность поля тепловыделения сосредоточена в области поглощающих элементов, где мощность тепловыделения близка к мощности тепловыделения во всем блоке. Для обеспечения потребного поля температур экспериментально обоснованы и отработаны кольцевые каналы с организацией закрутки газа по длине канала и канал, в области поглощающих элементов которого обеспечивается коэффициент переноса тепла на порядок больший, чем в остальной части канала. Результаты экспериментального исследования затухания закрутки газа по длине кольцевого канала позволили определить линейный размер закручивающего газ устройства, угол закрутки и допустимое расстояние по длине канала между устройствами. Установленные для бокового отражателя реактора формы каналов обеспечивают необходимую равномерность поля температур и, таким образом, исключают возможность «заклинивания» барабанов регулирования. На основе рекомендованных форм каналов была разработана система охлаждения бокового отражателя реактора ИРГИТ. Настройка системы охлаждения каждого из барабанов отражателя на заданное распределение расходов проводилась доработкой соответствующих органов регулирования для обеспечения в каждом из трех характерных каналов заданного расхода рабочего тела.
110 Глава третья III. Определялись теплофизические свойства принятых в конструкции реактора материалов, необходимые для прогноза теплового и напряженного состояния узлов на возможных режимах работы. В квазистационарной постановке исследовалась термопрочность элементов и узлов конструкции (тепловыделяющие элементы, теплоизоляция, опорные решетки ТВС и др.). Экспериментальные установки обеспечили проведение испытаний твэлов при натурном рабочем теле (водород), температурах нагрева газа до -3000 К и реальных уровнях тепловых нагрузок. Результаты испытаний способствовали определению допустимых режимов работы и формированию представлений о возможных разрушениях, допустимых в условиях эксплуатации реактора. IV. Проводились исследования и отработка высокотемпературных элементов и узлов ТВС. Источником горячего газа являлся плазмотрон. В модельных условиях создавались необходимые силовое нагружение и уровень температур рабочего тела -3000 К. Использовались два типа установок: «Вулкан» с рабочим телом - аргон и «Буря» с рабочим телом - водород. Электрическая мощность установок -10 МВт. На переходных режимах воспроизводились тепловые нагрузки, необходимые при исследовании термопрочности. По результатам исследований и испытаний корректировались конструкция узлов ТВС (изоляция, опорные решетки и т.д.). V. Экспериментальные исследования по обоснованию дублирующей системы обеспечения радиационной безопасности ЯРД и ЯЭУ (основная система ОРБ предполагает увод ЯРД на орбиту длительного существования) проводились на макетах двигателя и его элементов с использованием натурных материалов (единственное исключение - замена U235 на U238). Эти вопросы подробнее рассматриваются в четвертой главе книги. Приведем теперь некоторые результаты исследований, обеспечивших замыкание математических моделей, описывающих теплофизические процессы в ЯРД и ЯЭУ и позволивших провести прогноз теплового состояния изделий в процессе испытаний, который в реальных условиях подтвердился.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 111 Определение коэффициентов переноса за системой параллельных каналов и в кольцевом канале сложной формы Применительно к задаче прогнозирования развития неравномер- ностей различных типов в потоке за системой параллельных каналов в трубе и в кольцевом канале сложной формы экспериментально определялись соответствующие коэффициенты переноса при турбулентном течении. Их величины и особенности изменения устанавливались в результате анализа измерений полей температур и концентраций за источником, помещенным в поток. В предположении, что величина коэффициента переноса Dm остается постоянной по сечению ц слабо изменяется по мере удаления от источника, имеем уравнения энергии для потока, симметричного относительно оси: дт (д2т 1ЭтЛ к?"Ч^"+'*1 C-44) Здесь и далее: V - средняя скорость; Т - температура; Dm - коэффициент турбулентной диффузии (эффективный коэффициент переноса для кольцевого канала); г - координата в направлении поперек потока от оси источника для цилиндрической геометрии; х - координата вдоль по потоку. Предполагается, что силами вязкости, молекулярной диффузией, изменением статического давления и турбулентным переносом в продольном направлении можно пренебречь. Частным решением уравнения C.44) является решение для точечного источника. В результате анализа этого решения нетрудно показать, что для любого поперечного сечения справедливо соотношение вида |, C.45) где у2 - квадрат среднеквадратического перемещения элементов в направлении у (у- координата в направлении поперек потока для плоской геометрии). Связь у2 с Dm можно получить, проинтегрировав решение для точечного источника по сечению и продифференцировав результат по х.
112 Глава третья Не воспроизводя анализа связи у2 с 8 и Dm, в частности, подробно выполненного в [3.7, 3.30, 3.31], воспользуемся его результатами для случая однородной изотропной турбулентности: 1) при малых интервалах времени диффузии (малые расстояния от точечного источника) У2=г2х\ x=Vt, ?=V7vV; C.46) 2) при большем времени диффузии (большие расстояния от источника) f=2Dm(x-xQ), C.47) где е - интенсивность турбулентности; t - время. Индекс 0 обозначает параметры на оси источника (для Т и С) и при у 2= 0 (для х). Характеристики течения за решетками в аэродинамических трубах исследовались достаточно подробно ([3.25, 3.31, 3.32] и др.). Имеются данные и по течению за решетками и перфорированными преградами в технических трубах ([3.26, 3.32, 3.33, 3.34] и др.). Ниже применительно к течению в ТВС на основе системы параллельных каналов рассматриваются результаты экспериментального определения коэффициента турбулентной диффузии при течении в трубе за системой параллельных достаточно длинных круглых каналов (Z/d=50, модель проточной части ТВС выполнена в масштабе 8:1). В состав рабочего участка установки входил блок трубок с пористостью 0,35; трубки были заделаны в решетки с треугольным расположением отверстий (внутренний диаметр одиночной трубки с?=8мм; расстояния между осями трубок М=12,8 мм). Длина трубок соответствует Z/d=50, поэтому можно с достаточной уверенностью говорить о том, что характеристики турбулентности в каналах соответствуют развитому турбулентному течению в трубе. В центральный канал блока подавался нагретый воздух (индикаторный расход), в остальные - воздух при нормальной температуре (основной расход). Изучались закономерности распределения температур в поперечном сечении трубы на разных удалениях от среза каналов. Расход воздуха определялся с помощью критических сопел, которые были предварительно оттарированы с точностью -2%. Температура воздуха по сечению за торцем блока измерялась с помощью термопары, закрепленной в координатнике. Точность установки координат термопары 0,2 мм.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 113 Соотношение C.45) строго справедливо для диффузии за точечным источником. Оценки показывают, что в наших экспериментах при радиусе трубки i?=4 мм и у2=50 мм2 (на расстоянии от торца, соответствующем х/М=Ъ) погрешность определения у2 по формуле для точечного источника составляет -7,5% и значительно уменьшается с удалением от источника. Для технических приложений наибольший интерес представляют характеристики течения на умеренных удалениях от торцев блоков с системой параллельных каналов (до jc/M~10-s-20). Эта область и исследовалась в проведенных экспериментах. На рис. 3.11 приводятся распределения температур воздуха в поперечном сечении на различных расстояниях от торца блока для одного из реализованных режимов (скорость воздуха в каналах основного расхода ^=63 м/с, отношение скорости воздуха в каналах индикаторного и основного расходов Fi/Foc=0,75). Для других режимов экспериментальные точки также достаточно хорошо описываются гаус- А— / о — 3 х — 4 V — S Q—6 fr^-frdL м Рис. 3.11 Распределение Т/Т0(С/С0) в направлении поперек потока: а) за системой каналов, 1 - х/М = 3,05; 2 - 6,1; 3 - 9,14; 4 - 12,2; б) в кольцевом канале, 5 - в зоне стержней, 6 - в гладкой зоне
114 Глава третья 200 2у2, мм2 / совским распределением (сплош- ная линия на рис. 3.11 соответствует выражению C.45)). Обычно это свидетельствует о том, что процесс диффузии происходит в поле изотропной турбулентности. В большинстве экспериментов скорости воздуха в выходных сечениях каналов основного и индикаторного расходов газа поддерживались равными. Равные значения скоростей изменялись в опытах от 16 до 63 м/с (соот- 0 *о 100 200 К мм ветственно Re=@,9+3,6I04). Для Рис. 3.12 Зависимость 2у2 от х: l-V^-16 м/с, VJV^ = 1,3; 2-31 и 1,27; 3-47 и 1,0; 4-61 и 0,08; 5 - 63 и 0,75. х°Де из каналов выполнены эксперименты, в которых отношение средней скорости воздуха в центральном канале к средней скорости в остальных каналах изменялесь в диапазоне 0,75 - 1,3. В результате обработки экспериментальных данных установлено, что абсолютное значение у2 практически (в пределах точности эксперимента) не зависит от соотношения расходов воздуха и абсолютного значения скорости воздуха в рассмотренных диапазонах изменений. На рис. 3.12 приводятся значения величины у2 для разных расстояний от среза каналов, которые удовлетворительно накладываются на прямую, не проходящую через начало координат: оценки влияния погрешности задания равных скоростей на вы- = х0 =41 мм). 2y2 = 4(x-x0)Dm/v(y2=0 при Данные, представленные на рис.3.12, показывают, что при рассмотренных расстояниях от торца блока, начиная с #=70 мм (#/М~5,5), коэффициент турбулентной диффузии остается в пределах точности
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 115 эксперимента постоянным по х (D/F=0,625 mm; D/FM=0,0488) и не зависит от соотношения скоростей основного и индикаторного расходов воздуха и абсолютного значения скорости воздуха в реализованном диапазоне их изменения. Вблизи торца блока кривая 2у2=/(х) касается параболы 2у2=2е2х2 при е=0,1. На рис.3.13 приводятся результаты измерения избыточной температуры на оси центральной струи за торцем блока каналов. Кривая на рисунке построена для у=0 с использованием решения уравнения C.44) для точечного источника. В точке х=х0 (х0 из данных рис. 3.12) Г(*0,0)/Г@,0)=1; при jc>jc0 T(xQ90)/T@90) = х/хо. Из рис. 3.13 видно, что для всех режимов эксперимента ядро нагретой струи исчезает на расстоянии от торца блока, соответствующем х/М~2, и амплитуда температурной неравномерности по х значительно уменьшается и составляет при х/М=\2~25 % от начального значения. С помощью описанной выше методики в ее несколько упрощенном варианте применительно к двухзонному тонкому кольцевому каналу (зоны отличаются формой проходного сечения) определен эффективный осредненный по толщине канала коэффициент переноса в предположении его неизменности по длине и углу в каждой зоне. Обследовался канал, образованный дву- T(xfi) мя коаксиальными цилиндричес- -' - кими поверхностями, из которых внутренняя в секторе -100° имела меньший радиус, чем в остальной части канала. В этом углублении вдоль образующей цилиндра размещались стержни малого диаметра заподлицо с остальной внутренней цилиндрической поверхностью. Периодически по ***• ЗЛЗ Распределение Т вниз по Oft длине канала в углублении были установлены сепараторы для крепления стержней. Определя- потпоку от источника: 1-Уж = 16 м/с, VJVx = 1,2; 2-24 и 0,6; 3-31 и 1,2; 4-48u0J8;5-62u 0jS5; 6 62 и OB
116 Глава третья лись величины эффективного коэффициента переноса на участке установившегося течения в гладкой части кольцевого канала и в секторе размещения стержней. При определении эффективного коэффициента переноса в узких каналах с хорошо проводящими тепло стенками целесообразно в качестве индикаторного использовать газ, по химическому составу отличный от газа основного расхода и имеющий с ним одинаковую температуру, с тем, чтобы исключить возможный при тепловом методе измерений перенос тепла по стенкам, который может существенно исказить поле температур в газе, обусловленное турбулентным переносом. В настоящей работе в качестве индикаторного газа использовался гелий, основного газа - воздух. Расход гелия подбирался таким образом, чтобы его скорость на выходе из установленной вдоль потока трубки источника была равна местной скорости воздуха. Вниз по потоку в поперечных сечениях канала смесь основного и индикаторного газов отбиралась с помощью заборника, имевшего свободу перемещения по окружности кольцевого зазора, и направлялась в газоанализатор. В каждой зоне (гладкой и со стержнями) источник индикаторного газа располагался на средней линии, одинаково удаленной от боковых геометрических границ зоны. Измерения концентрации индикаторного газа проводились на удалении от источника, при котором еще не имело место проникновение индикаторного газа в соседнюю зону. Характеристики переноса непосредственно в области геометрических границ зон не исследовались. По данным измерений строились графики CHe=f(y) для сечения канала, где был размещен заборник (С - процентная концентрация индикаторного газа в газе основного расхода). Для напорного течения в плоском канале турбулентность является статистически однородной в направлении, граничные условия вдоль которого неизменны (параллельно стенкам и перпендикулярно направлению движения). Будем предполагать, что в этих условиях применительно к тонкому кольцевому каналу E/R = 0,035, 8 - толщина кольцевого канала) распределение осредненной по толщине канала концентрации
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 117 индикаторного газа вниз по потоку от линейного источника, вытянутого от стенки до стенки, описывается решением уравнения типа C.44) для плоского течения (частное решение уравнения - распределение Гаусса для каждого х). На рис. 3.11 приведены экспериментальные данные C/C=fBy/b) полученные в канале с dH=90 мм (в гладкой зоне Лвн=38,2 мм, диаметр стержней 4 мм, расстояние между сепараторами 75 мм). Источник индикаторного газа (гелия) размещался на удалении Z/d>200 от входа в канал. Измерения профиля концентрации производились на удалении Z/d=245 от источника. Измерения профиля осредненной по толщине канала концентрации индикаторного газа вниз по потоку от источника в зоне канала с гладкими стенками подтвердили предположение о гауссов- ском распределении концентрации индикаторного газа в окружном направлении. На расстоянии Z/d=245 от источника практически не происходило проникновения индикаторного газа из гладкой зоны в соседнюю по окружности зону с существенно отличными условиями течения. На том же расстоянии от источника аналогичный по форме, но более широкий профиль абсолютных концентраций индикаторного газа получен в зоне со стержнями. Измеренные профили концентраций в обеих зонах канала (см.рис.3.11) достаточно хорошо описываются соотношением C.45), являющимся решением уравнения C.44) для точечного источника в плоской геометрии. Это обстоятельство позволяет при расчетах переноса примесного компонента или тепла в каналах подобного типа использовать уравнение вида C.44), в котором коэффициент переноса определен экспериментально для каждой зоны. В результате обработки данных измерений концентрации индикаторного газа в одном сечении описанного кольцевого канала (в упрощающем предположении хо=О) получены следующие значения DJVb для Re=B,8-b5)-104: в гладкой зоне канала - 0,015; в зоне со стержнями - 0,114.
118 Глава третья Ослабление местной закрутки газа в канале кольцевого сечения Рассмотрим установившееся течение вязкой несжимаемой жидкости в относительно тонком цилиндрическом канале кольцевого сечения с отношением внутреннего радиуса к наружному гт1гн~0,9 за закручивающим устройством при умеренных скоростях движения. В предположении неизменности всех параметров потока по окружности канала, изотропии турбулентных свойств, отсутствия вторичных течений, а также d2V/x2« dWr2 уравнения сохранения количества движения [3.10], записанные через касательные напряжения, имеют вид ЭР 1 д(гТ„) -ч — -ч у IO.4OJ ОХ Г ОТ дх г2 дг C.49) где х^ х^ - проекция хг на ось х и перпендикуляр к плоскости х,г; 0 - угловая цилиндрическая координата. В связи с тем, что для технических приложений представляет интерес прежде всего изменение по длине канала средней по сечению закрутки VJVx> целесообразно перейти в уравнениях C.48), C.49) к осредненным по сечению параметрам. Полагая для рассматриваемого случая малой относительной толщины канала 5/гн<0,1, где8 = ги-гт, равными по абсолютной величине и противоположными по знаку касательные напряжения на внутренней Э (дрЛ Л и наружной стенках х=-х =-х,а также зг ^ =0 , интегрируем WH WBH W (Jjr \^(JX J уравнения C.48) и C.49) по г от гъп до гн, предварительно умножив первое на г, а второе - на г2. После интегрирования члены второго
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 119 уравнения осредняются по сечению канала. В результате получаем =-2(xw 5)coscp, C.50) p)r2Vx(dVjdx)dr/ )rdr = -2т^(гн2 +rB2 )/(rH2 -rB2)f 'bh / >вн или, заменяя с погрешностью не более 1% (^+г*н) на pVx{dVjdx) = -2(Tw/S)sin(p. C.51) В C.51) и далее V- осредненная по поперечному сечению скорость. При движении жидкости в канале, образованном двумя параллельными стенками, в условиях | xwH| = |twbh = Tw [3.12]: |2 C,52) где ^ - коэффициент гидравлического сопротивления. Подставляя выражение C.52) для tw в C.50) и C.51), получим в окончательном виде дифференциальные уравнения для расчета изменения закрутки и давления по длине канала: C'53) VjVx jVx
120 Глава третья или d{VJVxf % , "* "' <3-54) В случае ?=const после интегрирования уравнения C.54) от х0 до х (х0 - координата сечения с известным значением закрутки ) имеем -А), C.55) где А = Если принять ? = B/Rq"= CV "dr" (например, закон Блазиуса, справедливый для гладких каналов при 4 103< Re < 105 [3.10]), уравнение C.54) принимает вид C.56) где ?х - постоянный по длине канала коэффициент гидравлического сопротивления, вычисленный по скорости F = G/pFx. Интеграл левой части выражения C.56) в общем виде при произвольном значении п не выражается через элементарные функции. Поэтому зависимость вида ^/^=/ (^в/^) > ^*(х ~~xo)/dr получается в результате численного интегрирования левой части выражения C.56) от (ТО, до В такой же постановке для случая ламинарного течения (п=1) решение C.56) имеет вид Ve/Vx= (vJVx\ exp [- ^ (jc -xo)/ld^. Интегрируя уравнение C.53) с использованием C.55), получаем
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 121 \х—хп \-А -х0) dT) C.57) где Ро - давление при х=х0, G - массовый расход, Fx - площадь сечения канала, перпендикулярного оси х. Имеющиеся в известной литературе [3.35-3.37и др.] данные об ослаблении местной закрутки газа в каналах кольцевого сечения получены для каналов со значительно меньшим, чем 0,9, отношением гвн/гн. В данном разделе представлены экспериментально определенные характеристики ослабления местной закрутки в трех каналах кольцевого сечения с отношением rjrn = 0,89-?-0,945 [3.8]. Канал I имеет внутренний диаметр dm= 29,8 мм, наружный d = 32 мм (rjrn=0,932; dr=2,2 мм); канал II - dm= 34 мм, d= 38 мм (rjrn = 0,89; dr = 4 мм); канал III - d = 36 мм, d = 38 мм (г /г = 0,945; d = 2 мм). В качестве рабочего тела во вн н вн н г всех экспериментах использовался воздух. В канале I местная закрутка потока создавалась на коротком участке с многозаходным спиральным оребрением. Угол ср определялся визуально по положению обдуваемой потоком газа ворсинки толщиной несколько сотых долей миллиметра, укрепленной одним концом на внутренней поверхности прозрачного участка стенки канала. Наблюдение за ворсинкой осуществлялось через микроскоп с двумя взаимно перпендикулярными шкалами в поле зрения, позволявшими определять величину tgcp = VJVx в виде отношения координат пересечения изображения ворсинки с этими шкалами. Участок канала с прозрачной стенкой подсвечивался лампой стробоскопического тахометра. При частоте вспышек лампы, приближающейся к частоте колебаний ворсинки в потоке газа, изображение последней становилось видимым. Изменение расстояния между выходом из оребренного участка и индикаторной ворсинкой осуществлялось с помощью продольного перемещения цилиндрической вставки, образующей внутреннюю стенку канала, с укрепленными на ней ребрами.
122 Глава третья Так как на некотором протяжении вниз по потоку от оребренного участка в потоке газа сохраняются вихревые следы за ребрами, величина VJVx периодически изменяется по окружности канала при Jt=const. Для измерения величины VJVx во всем диапазоне ее изменения при некотором фиксированном расстоянии от выхода из участка закрутки производился поворот цилиндрической вставки с коротким оребрением вокруг ее оси таким образом, что ворсинка подвергалась воздействию нужной области потока. Эксперименты проводились в диапазоне чисел Re на входе в закручивающее устройство 2,5103<Re<3,8104. При этом скорость газа не превышала 20 м/с, давление было близким к 0,1 МПа, температура 20 °С. Для выяснения влияния длины закручивающего устройства в осевом направлении на характеристики исходной закрутки эксперименты проводились с оребренными участками длиной Л=10 мм и 20 мм и тангенсом угла наклона ребер к оси канала, равным 1,25, т.е. (VJVxH=l,25. В каналах II, III закрутка потока осуществлялась с помощью тангенциальной подачи газа на входе в канал [3.38, 3.39]. Изменение закрутки по длине определялось по траектории капель жидкости-трассера, подававшейся через капиллярную трубку на удалении 25 мм вниз по потоку от выходной плоскости коллектора тангенциальной подачи газа. Траектория фиксировалась в виде следа трассера на внутренней стенке канала. Функция VJVx=f(x) определялась как зависимость от х тангенса угла между касательной в соответствующей точке траектории и образующей цилиндра внутренней стенки tgcp =/(*). Экспериментальные данные об ослаблении закрутки в канале I показывают, что при jc=const измеренная величина VJVx является переменной по окружности канала, так как на некотором удалении от участка закрутки сохраняются возмущения в потоке за спиральными ребрами. Диапазон отклонения VJVx от среднего значения изменяется от 15-20 % непосредственно за закручивающим устройством до 5-6 % на удалении 50 калибров (x/dr) вниз по потоку, причем основное изменение происходит на протяжении первых 10-15 калибров. Уменьшение этого диапазона по мере удаления от участка закрутки дает представление об интенсивности рассеивания следа за ребрами.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 123 V 06 ф '»¦ 1? л A / • — J n — 0 v—S Эффективность оребренного участка закрутки, под которой понимается придание рабочему телу однородной и максимально возможной в условиях данной геометрии закрутки, увеличивается при прочих одинаковых условиях с увеличением его длины (рис. 3.14). Это можно объяснить тем, что при уменьшении длины оребренного участка, когда путь, проходимый рабочим телом внутри участка, становится соизмеримым с расстоянием между ребрами, не вся масса рабочего тела получает направление движения, соответствующее углу наклона ребер; поток имеет менее упорядоченный характер, и более полно проявляются отрицательные воздействия местных возмущений при обтекании входных и выходных кромок ребер. Экспериментальные данные об ослаблении местной закрутки в канале I с закручивающими участками длиной 10 мм и 20 мм (рис. 3.14) позволяют сделать заключение о том, что с увеличением Re закрутка ослабевает менее интенсивно. Использование оребренного закручивающего устройства с h/dr= 9,1 позволяет получить на выходе из участка закрутки величину VQ/Vx= 1,25, то есть равную тангенсу угла наклона ребер к оси канала. Сравнение экспериментальных данных, полученных в канале I, с результатами расчетов ослабления закрутки по формулам C.55) и C.56), где величина (VJVxH принималась равной 1,25, для случая h = 20 мм (Шг= 9,1) показано на рис. 3.15а. Рис. 3.14 Ослабление закрутки по длине кольцевого канала: 1 - Rex=3,8104, h=20 мм; 2 - 3,8104, 10 мм; 3 - 9103, 10 мм; 4 - 4,7103, 10мм; 5 - 2,51039 20 мм; 6 - 2,5103, 10 мм; 7 - 7,210\ rJr=0t4 [3.38]; 8 - Rex=2,2104, h=10 мм; 9 - 9103f 20 мм
124 Глава третья Как отмечалось выше, при h =10 мм (h/dr=4,5) закрутка на выходе из оребренного закручивающего устройства меньше тангенса угла наклона ребер {iVJVx\< 1,25). В этих условиях предложенная расчетная модель позволяет определять трудноизмеримое из-за значительных возмущений потока значение (VJVx\ непосредственно на выходе из закручивающего устройства. При этом полагается, что реальное значение (VJVxH соответствует расчетному, при котором экспериментальные данные наиболее полно описываются предложенными расчетными соотношениями. На рис. 3.156 приведены экспериментальные данные об ослаблении закрутки вниз по потоку от оребренного закручивающего устройства длиной h = 10 мм (h/dr = 4,5) и аппроксимирующие расчетные зависимости, полученные по формулам C.55) и C.56) при (VJVx)op=l,U (VJVX\P ~~ расчетное значение (VJVx\ на выходе из закручивающего устройства, при котором экспериментальные данные удовлетворительно описываются соотношением C.55). W 0,6 w о — / ¦ х — 2 • — 0 - р —5 6 mm, mm — mmf ****** • ?*^^ Ц*-Х0) о Рис. 3.15 Сравнение расчетных и экспериментальных данных об ослаблении закрутки в канале I при длине закручивающего участка 20 мм (а) и 10 мм (б): а) 1 - Re=2,5103, 1=0,045; 2 - 9103, 0,0325; 3 - 3,8104, 0,0226; 4,5- (VJVx)Q=0,87 и 1,87 соответственно, Ъ&=7,210*, $=0,0194, rJr=0,4 [3.38]; 6 - расчет по формуле C35); 7 - по формуле C36); б) 1- Rex=2,5103, $=0,045 (VJVx)o=0,9; 2 - 4,7103, 0,038, 1,02; 3 - 9Ю3, 0,033, 1,02; 4 - 2,210*, 0,026,1,1; 5 - 3,810*, 0,023, 1,06; 6,7 - соответственно, расчет по формулам C.55) и C36) при Ye.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 125 Рис. 3.16 Сравнение расчетных и экспериментальных данных об ослаблении закрутки в каналах II, III: 1 - й=4мм, Rex=l,18104, $=0,03; 2 - 4, 5,57103, 0,037; 3-2, 1,58 104, 0,028; 4, 5 - соответственно, расчет по формулам C.55) и C.56) при (Vq/VxH= 4 и \xQldy = 0,7 На рис. 3.16 приведены экспериментальные и расчетные данные об ослаблении местной закрутки в каналах II и III. Обобщение экспериментальных данных выполнялось в безразмерных координатах VJVx> (yjV)l(VdvX9 (*-*о)> что позволяет использовать результаты данной работы для расчетов ослабления местной закрутки в других каналах этого типа. Следует отметить, что комплекс —(х-х0), вошедший в d г решения уравнений C.53) и C.54), применительно к рассматриваемой задаче в определенном смысле аналогичен критерию Эйлера и характеризует течение в канале кольцевого сечения небольшой относительной толщины на участке после закручивающего устройства. На этом участке окружная компонента количества движения, приобретенная эле-
126 - Глава третья ментом жидкости в закручивающем устройстве, расходуется на преодоление сил трения в окружном направлении. Комплекс ?(jc-*0)/dr характеризует относительное изменение по длине канала этой компоненты количества движения так же, как он характеризует потери давления на преодоление сил трения в направлении grad P. При малой относительной толщине канала 8/гн = 0,1 особенности криволинейного движения закрученного потока выражены слабо, и при анализе закрученного движения с помощью выражений C.55) и C.56) может быть использован эмпирический коэффициент гидравлического сопротивления для осевого течения в этом же канале. В рассматриваемом случае этот коэффициент количественно одинаково [3.38, 3.39] определяет связь между силами трения и скоростным напором как в прямолинейном, так и криволинейном течениях. Поэтому при расчетах ослабления закрутки и совместном представлении расчетных и экспериментальных данных в безразмерных координатах, содержащих коэффициент ?, величина ?(Re) определялась из зависимости, экспериментально полученной для данного канала в условиях осевого течения. Полученные для каналов I, II, III экспериментальные данные о коэффициенте гидравлического сопротивления при осевом течении рабочего тела в диапазоне 5*103<Re<105, как это и должно быть для гладких каналов, удовлетворительно описываются зависимостью Бла- зиуса ?=O,3164/ReO25[3.1O]. Расчетные зависимости C.55) и C.56) с удовлетворительной для технических применений точностью описывают опытные данные об ослаблении местной закрутки в каналах кольцевого сечения с отношением rJrH = 0,89-5-0,945 (рис. 3.14-3.15). В условиях сравнительно небольшой начальной закрутки ((VJVxH<2) выражения C.55) и C.56) сравнимы по точности. С увеличением начальной закрутки ji,oVJVj=4 расхождение между C.55) и C.56) увеличивается, причем более простое выражение C.55), полученное в приближении ?=const, дает лучшую аппроксимацию опытных данных, чем C.56). Это можно объяснить тем, что в условиях большой величины входной закрутки выражение C.56), полученное в приближении ?(Re) = B/Re", не учитывает увеличенных по сравнению со случаем слабой закрутки потерь энергии потока на входном участке канала, обусловленных в данном случае сохранением более интенсивных особенностей течения, приобретенных
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 127 потоком в закручивающем устройстве. Доопределение зависимости ?(Re) на входном участке канала, исходя из индивидуальных особенностей закручивающего устройства, по-видимому, улучшит аппроксимацию экспериментальных данных с помощью расчетной зависимости типа C.56). Удовлетворительное соответствие экспериментальных данных результатам предварительных расчетов свидетельствует о возможности использования предложенной расчетной модели для прогнозирования характеристик технических устройств с местной закруткой потока в каналах кольцевого сечения с гвн/гн>0,09. Исследование переноса тепла в пакете витых стержней При разработке методики расчета полей температур для замыкания системы уравнений в принятой модели процесса было введено понятие эффективного коэффициента переноса тепла 2)э. Результаты экспериментального определения Da приводятся ниже. Поля температур за нагреваемым стержнем Возникновение температурных неравномерностей масштаба диаметра стержня возможно потому, что в системе, состоящей из большого числа стержней, могут оказаться стержни с измененными по сравнению с расчетными значениями тепловыделений и геометрических размеров. Амплитуды температурных неравномерностей будут изменяться по длине ТВС, и их величины определяются, главным образом, величиной неравномерности тепловыделения, длиной стержней с отличными от расчетных параметрами и интенсивностью переноса тепла по радиусу ТВС. Исследование возможного накопления температурной неравномерности по длине твэла (развитие температурного «следа» за стержнем) производилось экспериментально [3.40]. Экспериментальная установка Собственно рабочая часть установки представляет собой модель в масштабе 20:1 секции стержневой ТВС (пористость \|М),5). Рабочая часть имела два сменных комплекта стержней - 2-лепестковых и 4- лепестковых (соответственно, —— = 13,5 и —— = 26). Длина Кг J Кт Л
128 Глава третья стержней модели соответствует 50. Центральный стержень был выполнен полым из фольги толщиной 8=0,3 мм (остальные стержни - сплошные). Нагрев центрального стержня проводился пропусканием электрического тока. От соседних стержней нагреваемый стержень электрически и в тепловом отношении изолировался. Пакет выравнивающих сеток обеспечивал необходимую равномерность поля скоростей во входном сечении собственно рабочей части. В выходном сечении модели исследовались закономерности распределения температур воздуха. Эксперименты показали, что влияние торцевых эффектов практически исключается на расстоянии -15 мм от среза внутрь модели. Термопара для измерения температуры воздуха и трубка полного напора для измерения скорости воздуха закреплялись в координатнике. С помощью координатника датчики могли перемещаться в трех взаимно перпендикулярных направлениях. Точность установки координат ±0,05 мм. Определялась электрическая мощность, подводимая к центральному стержню, измерялись температуры воздуха на периферии входного и выходного сечений. Точность измерения температур ±1,0 %, точность измерения расхода воздуха на различных режимах =ьB+4%). Методика обработки экспериментальных данных Для рассматриваемой модели процесса и в предположениях, принятых выше, поле температур за протяженным источником тепла конечных размеров описывается следующим уравнением и краевыми условиями: C.58) dR2 дт\ 1 дТ К о К t\. = 0; и э ьт dR dT Эх Л=г„ К ; C.59) Здесь г0 - радиус теплового источника, на поверхности которого выполняется условие
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 129 BR R=ra к' Кэ = СруВэ - коэффициент эффективной теплопроводности; U - скорость газа; RQ- радиус сборки пакета стержней. Используя метод решения, рассмотренный в начале данной главы при определении поля температур в ТВС, получим: Т =: г02х -XLx п=\ К-г0) -1 [, C.60) _ D3x где x=—^-r; X - корни трансцендентного уравнения По самой природе применяемого метода при решении задач с неоднородными граничными условиями получаются ряды, которые обладают обычно плохой сходимостью. Для улучшения сходимости ряда C.60) воспользуемся методом, предложенным в [3.13]. Именно, вычитая из полученного решения Т разложение в соответствующий ряд любой дважды дифференцируемой функции F, удовлетворяющей тем же граничным условиям, что и Т, получим для разности T-F быстро сходящийся ряд. В работе [3.13] функцию F рекомендуется выбирать в виде: C.61)
130 Глава третья где g(R, ?) - обобщенная функция Грина. Под функцией Грина здесь понимается непрерывное решение уравнения C.62) C.63) C.64) C.65) C.66) с граничными условиями: удовлетворяющее следующим условиям: 1. - фундаментальное решение уравнения 1/(у)=0, удовлетворяю- 1 щее условию нормировки J Ry0 \R jdR = 1, У.м , =0'- У л R=« = 0; при граничных условиях C.67) Уо = В такой постановке получаем ряд F по фундаментальным функциям рассматриваемой задачи: C.68) Окончательно имеем следующее выражение для Т:
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 131 Т = чл к, \\- 2Dx 1 [ R ,2 12 C.69) Вычисления, выполненные для некоторых случаев, показывают, что в C.69) вполне достаточно ограничиваться двумя первыми членами ряда. На рис.3.17 нанесены для сравнения при прочих равных условиях кривые распределения температур от линейного теплового источника Т = ТL и теплового источника конечных размеров Т=Тк . Здесь и ниже T(R9 x) - функция T(R9 x), нормированная по своему значению в точке (г0, х). Из рис. 3.17 следует, что обработка опытных данных по соотношениям, справедливым для линейного источника, дает завышенные значения D&9 поэтому обработка экспериментов проводилась с использованием выражения C.69). Однако при оценках температурных возмущений в системах рассматриваемого типа источник возможно считать линейным до F0~0,l. 0 0,5 1,0 Rn Puc. 3.17 Распределение температур за линейным и конечных размеров тепловыми источниками Результаты экспериментов Для создания равномерного поля скоростей воздуха на входе в собственно рабочую часть перед стержнями был установлен пакет сеток с пористостью \|/>0,5. Принятая система сеток обеспечивает достаточную равномерность поля средней скорости.
132 Глава третья На рис.3.18, 3.19 представлены кривые распределения температуры воздуха в поперечном сечении модели. Линиями проведены теоретические кривые (уравнение 3.69) с соответствующими значениями комплекса —-. Непосредственно из рис. 3.18, 3.19 видно, что экспе- риментальные точки удовлетворительно накладываются на теоретические кривые. Этот результат подтверждает обоснованность принятой расчетной схемы и позволяет говорить об изотропии в среднем переносных свойств в ячейке пакета витых стержней, характеризуемых эффективным коэффициентом 1>э. Эксперименты проводились при различных значениях скоростей воздуха в модели с двумя комплектами стержней B-х и 4-х лепестковыми, соответственно, с ?/#=13,5 и S/d=26). Диапазон режимов испытаний охватывал по числу Рейнольдса интервал Re=@,4^-l,9I04. Скорости рассчитывались на основании измерения расходов рабочего тела и тем- Рис. 3.18 Распределение температур воздуха по радиусу в модели с четы- рехлепестковыми стержнями
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 133 Рис. 3.19 Распределение температур воздуха по радиусу в модели с двухле- пестковыми стержнями пературы воздуха на срезе модели. Точность определения скорости, таким образом, достаточна, так как в экспериментах скорости изменялись в значительном диапазоне и, как следует из рис. 3.18, 3.19, величины коэффициента —~г практически (в пределах точности эксперимента) не зависят от абсолютного значения скорости в рассмотренном диапазоне ее изменения. Выполненная обработка экспериментальных данных показала, что изменение величины г0 вблизи принятого значения Fo= 0,11 (до го~О,15) практически не влияет на величину комплекса А На рис 3.18 приводятся результаты опытов с 4-лепестковыми стержнями. Экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на теоретическую кривую со значением комплекса Т77"=0,0075. Для двухлепестковых стержней (рис. 3.19) экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на соответствующую кривую с A R Тгг =0,005, за исключением диапазона изменения по радиусу -д— =2,0-5-3,0, где точки располагаются выше теоретической кривой.
134 Глава третья Более выраженная особенность изменения температуры воздуха на этом участке по радиусу для 2-лепестковых стержней объясняется, по-видимому, тем, что здесь имеет место более сильная анизотропия свойств поперечного сечения, чем у 4-лепестковых стержней (при одинаковых пористости и описанном диаметре стержня толщина лепестка 2-лепе- сткового стержня почти вдвое больше, чем у 4-лепесткового). Если рассматривать изменение радиальной координаты только в газе, то экспериментальные точки на этом участке по радиусу удовлетворительно накладываются на теоретическую кривую. Из расчетных оценок следует, что продольным перетоком тепла по стержню можно пренебречь по сравнению с радиальным потоком тепла. В таблице 3.1 для качественного сравнения приводятся некоторые данные по коэффициентам переноса при турбулентном течении в каналах. Таблица 3.1 Техническая труба (на оси потока) [3.26] Труба, лоток [3.27] За решеткой в технической трубе [3.26] За системой параллельных каналов [3.7, 3.32] с 2-лепестковые стержни с — ^13,5 (данные настоящей работы) 4-лепестковые стержни с — - 26 (данные настоящей работы) D — =0,001-5-0,004 Ud -jr^= 0,015 ¦*• 0,048 W=0'0488 ul =0'005 -^- = 0,0075 Обозначения в таблице: D - коэффициент турбулентной диффузии; d - диаметр трубы; М - расстояние между центрами каналов (параметр решетки).
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 135 Из данных таблицы 3.1 видно, что величины коэффициентов для рассмотренного типа стержней занимают промежуточное положение между соответствующими значениями коэффициентов диффузии при турбулентном течении в технических трубах [3.26, 3.27] и за решетками и системами каналов в технических трубах [3.26]. Более высокие значения комплекса для стержней по сравнению с техническими трубами объясняются большей неравномерностью поля скоростей среднего течения и, по-видимому, более высокой интенсивностью турбулентности и наличием некоторого среднего (организованного) переноса по радиусу пакета вследствие закрутки газа лепестками стержней. Следует отметить, что последний эффект может зависеть от радиальных градиентов температуры (при нагреве газа от стержней направление диффузионного движения «холодных» частиц противоположно направлению действия центробежных сил). Значения коэффициентов переноса ттгт в технических трубах за решетками [3.26] и системами параллельных каналов выше, чем в пакетах рассмотренных стержней, вследствие большей начальной неравномерности поля средних скоростей. В проведенном исследовании принятая форма теплового источника не вносила дополнительных особенностей в характер течения газа, методика обработки экспериментальных данных учитывала конечность размера теплового источника. Результаты этих экспериментов могут быть использованы при расчете температурных неравномерностей за стержнем с отличными от расчетных параметрами. Особенность пове- дения экспериментальных точек на рис. 3.18, 3.19 при -?- =2,0-*-3,0 позволяет предположить, что коэффициент переноса тепла при расчете температурных неравномерностей масштаба диаметра ТВС формально может иметь другое значение. Поскольку стержни модели и твэлы натурных тепловыделяющих сборок геометрически подобны, поскольку выполнены условия динамического подобия течений (числа Рейнольдса одинаковы), полученные результаты могут быть использованы при расчете натурных ТВС.
136 Глава третья Проведенные эксперименты показывают, что в стержневой ТВС возможно возникновение накапливающейся температурной неравномерности. Избыточное тепло, выделяющееся в стержнях, не успевает в значительной мере продиффундировать в области потока с расчетными параметрами. Это означает, что при определении средней температуры нагрева рабочего тела в ТВС необходимо учитывать возможность появления температурных неравномерностей рассмотренного масштаба. Расчеты с использованием измеренных значений комплекса —~г позволяют оценить величины возможных температурных неравномерностей за стержнем с отличными от расчетных параметрами и обосновать требования к точности выдерживания геометрических размеров и величины тепловыделения в стержнях. Перенос тепла в пакете витых стержней Краткое описание экспериментальной установки Собственно рабочая часть установки представляет собой модель в масштабе 1:1 проточной части секции тепловыделяющей сборки (внутренний диаметр трубы равен внутреннему диаметру теплоизоляции; комплект стержней - сменный). Исследуемый пакет стержней фиксировался в трубе с помощью опорной решетки, закрепленной в выходном фланце. Была исследована решетка, структура которой такова, что в поперечное сечение каждого шестигранного канала решетки вписывается стержень пакета. Соосность стержней пакета и ячеек решетки обеспечивается заполнителями, общими для пакета и решетки (пористость решетки 1|/~0,9, длина решетки - 25 мм, толщина стенки канала -0,05 мм, размер «под ключ» шестигранных каналов равен описанному диаметру стержня -2,2 мм). К центральной части пакета (ячейка из 19 центральных стержней) подавался воздух с более высокой температурой (индикаторный расход), чем к остальным стержням (основной расход). Подвод рабочего тела к центральной ячейке осуществлялся с помощью насадка, соосного сборке стержней, который заканчивался шестигранным каналом, выполненным из фольги с толщиной стенки 0,1 мм (длина последнего в экспериментах составляла 25 мм и 85 мм). В описываемых опытах шестигранник заглублялся в сборку стержней, соответствен-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 137 но, на 18 мм и 82 мм. При этом исключалась погрешность в начальном профиле температур, возникающая вследствие торцевого эффекта и свойственная опытам, в которых исходный профиль формируется до входа в блок. В экспериментах расходы рабочего тела измерялись с точностью 2-^-3%. Точность измерения температуры =ьО,1 °С. В выходном сечении модели исследовались закономерности распределения температур воздуха. Предварительные опыты показали, что при заглублении термопары в опорную решетку на 2-5-10 мм влияние торцевых эффектов исключается и показания термопары не зависят от ее расположения. При этом измерялась средняя по каждой элементарной ячейке соответствующего стержня температура рабочего тела (в каждом запуске измерения температуры проводились в 127 ячейках решетки). Температура воздуха в ячейках решетки измерялась термопарой с диаметром спая -0,3 мм. Термопара закреплялась в координатнике, с помощью которого могла перемещаться в трех взаимно перпендикулярных направлениях. Точность установки координат ±0,05 мм. Методика обработки опытных данных и результаты экспериментов Для принятой модели процесса применительно к условиям экспериментов, пренебрегая молекулярным переносом и «турбулентной» диффузией в продольном направлении и предполагая, что коэффициент D& остается постоянным по сечению и слабо изменяется по мере удаления от источника возмущения, имеем: r=0 где г - внутренний диаметр трубы.
138 Глава третья Решение уравнения: C.71) е =е, где 6 =в| ^к - корни уравнения Jr1(X,K)=O, ги - радиус источника возмущения, Q=T-T0. На рис.3.20-3.23 представлены распределения температуры воздуха в поперечном сечении модели. Кривые соответствуют уравнению C.71) (на каждой кривой —f- = const). 0 - функция 0( 7, х), норми- иа„ рованная в точке @, х). Из рисунков видно, что экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на теоретические кривые. Этот результат подтверждает обоснованность принятой расчетной схемы и позволяет говорить об изотропии в среднем переносных свойств в пакете витых стержней, характеризуемых эффективным коэффициентом 2)э. Эксперименты проводились при различных значениях скорости в модели. Скорости рассчитывались на основании измерения расходов рабочего тела и температуры воздуха на входе и выходе модели. Точность определения скорости, таким образом, достаточна, так как в экспериментах скорости изменялись в значительном диапазоне, и, как следует из рис. 3.20-3.23, величина комплекса —т~ при уме- ренных скоростях (М < 0,5) практически не зависит от абсолютного значения скорости и разности скорости основного и индикаторного расходов рабочего тела (в рассмотренных диапазонах изменения).
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 139 I. Четырехлепестковые стержни. Основные геометрические параметры модели: с число стержней 2=151, длина /=100мм, —- = 46. «ст На рис. 3.20 приводятся результаты опытов при скоростях, соответствующих М < 0,5. Экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на теоретическую кривую со значением комплекса —т" = 0,01. При изменении числа Рейнольдса в диапазоне @,7-5-1,8)-104 не наблюдается зависимости комп- Д лекса Udc от Re. В натурных условиях имеет место течение со значительным градиентом скорости по длине и радиусу ТВС. Продольный градиент скорости создается в модели за счет достаточно большого гидравлического сопротивления пакета при высоких скоростях течения газа (на выходе из пакета скорость соответствовала М~0,8-?-1; в натурной ТВС М=0,3). При умеренных скоростях затруднительно смоделировать заметное изменение скорости по длине ТВС. Результаты опытов при М«0,8-г-1 (рис. 3.21) показывают, что след за источником размывается менее интенсивно, чем в экспериментах при М«0,3-М),6, и профиль температур в большой степени зависит от соотношения скоростей основного и индикаторного расходов газа. Рис. 3.20 Распределение температур по радиусу тепловыделяющей сборки. Четырехлепестковые стержни, М<0,5
140 Глава третья Последнее может быть объяснено тем, что при одинаковых -=- с ростом скорости увеличивается сдвиг по скорости на границе раздела индикаторного и основного расходов рабочего тела. Можно отметить некоторое уменьшение эффективного коэффициента переноса тепла в условиях течения с продольным градиентом скорости. II. Двухлепестковые стрежни. Основные геометрические параметры модели: число стержней 2=151; Z=100 мм, 200 мм, — =13,6. На рис.3.22, 3.23 представлены распределения температуры воздуха в поперечном сечении модели. Из рисунков видно, что экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на теоретические кривые с -^--0,017+0,027. Эксперименты проводились при различных значениях скорости в модели (при натурных числах Рейнольдса). Скорости рассчитывались на основании измерения расходов рабочего тела и t ф pj iO % температуры воздуха. Точность Рис. 3.21 Распределение температур определения скорости, таким об- по радиусу тепловыделяющей сборки. Четырехлепестковые стержни, Разом' лостаочва, так как в эк- ЪЛвО,8-1,0 спериментах скорости изменялись ?
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 141 в значительном диапазоне и, как следует из рис. 3.22-3.23, вели- А 4.0 чина комплекса практичес- ки не зависит от абсолютного значения скорости и разности скоростей основного и индикаторного расходов рабочего тела (в рассмотренных диапазонах изменения). Рассмотрено влияние стыков секций стержней в ТВС на характеристики переноса тепла. На рис. 3.22 приводятся результаты опытов на сборке с длиной стержней 200 мм. Экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на теоретическую кривую со значением 0.1 о,г 0,5 0,6 0,7 0,6 0,9 4,0 комплекса UdB ~ 0,02. В преде- Рис. 3.22 Распределение температур лах точности эксперимента в ди- по радиусу тепловыделяющей сборки. Двухлепестковые стержни длиной 200 мм апазоне изменения чисел Рей- нольдса 0,6-104-*-1,1-104 не выявлено зависимости комплекса —j- от Re. Результаты опытов на сбор- ке, состоящей из двух последовательно установленных секций с длиной стержней по 100 мм, представлены на рис. 3.23. Можно отметить тенденцию к уменьшению эффективного коэффициента переноса тепла в сборке из двух секций (экспериментальные точки на рис. 3.23 группируются слева от теоретической кривой). Этот эффект качественно объясняется тем, что при случайной ориентации попереч-
142 Глава третья 0.1 <М 0,2. 0,3 <Kh 0,5 0,6 0,7 Q,d 0,9 Рис. 3.23 Распределение температур по радиусу тепловыделяющей сборки. Двухлепестковые стержни длиной 2x100 мм ных сечений стержней в месте стыка секций нарушается организованное вращение газа вдоль стержней. Для определения наиболее вероятного значения без- Д размерного параметра Uda выполнена статистическая обработка опытных данных. Обработаны следующие эксперименты для 2-лепестковых стержней: 1. Экспериментальные данные с соотношением 1 в X неразрезном блоке (пакет стержней длиной 200 мм). 2. Экспериментальные данные для неразрезного блока длиной 200 мм с неравномерным начальным профилем скорости основного и индикаторного газа 3. Данные по разрезному блоку (две секции ТВС длиной по V 100 мм) с -тГ=1- В результате статистической обработки определены расхождения между экспериментальными точками и теоретической кривой, соответ- ствующей данному значению Минимум функции, определяющей среднеквадратичное отклонение экспериментальных точек от теоретической кривой Ф тт|~ L
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 143 Гд1 соответствует наиболее вероятному значению 77Т~ I- Минимуму построенных функций соответствует значение —^--0,02. Принятая методика экспериментального определения эффективных коэффициентов переноса соответствует представленной в данной главе математической модели для расчета полей температур в ТВС на основе витых стержней. Полученные в соответствии с этой методикой экспериментальные данные использовались при прогнозе теплового состояния ТВС в условиях натурных испытаний. Разработка конструкции модельных ТВС Особенности процесса нагрева рабочего тела в модельной ТВС Модельные ТВС явились первыми объектами натурных испытаний узлов ЯРД в реакторе ИГР. Объектом испытаний первой серии и одним из объектов экспериментов второй серии был 19-канальный элемент с сотовым расположением каналов [3.32]. В разработанной схеме канального элемента и при принятой технологии его изготовления натурные температуры материала твэла и рабочего тела достигались введением в конструкцию модельного элемента коллекторов смешения и профилированием концентрации урана по длине твэла (продольное профилирование тепловыделения). Напомним, что коллекторы смешения предназначены для выравнивания возможных неравномерностей температуры рабочего тела по сечению твэла. Возникновение температурных неравномерностей в системе параллельных изолированных каналов может быть следствием неодинаковых гидравлических сопротивлений каналов и различных тепловых нагрузок. Характерны следующие температурные неравномерности: неравномерности температуры масштаба расстояния между каналами, связанные с несовершенством технологии изготовления твэлов (возможны отклонения геометрических и технологических параметров элемента от соответ-
144 Глава третья ствующих расчетных значений - отклонения в диаметрах каналов, в толщинах перемычек между каналами, в концентрации делящегося вещества и т.п.) и температурные неравномерности масштаба диаметра твэла, вызванные «выеданием» тепловыделения в блоке и оттоком тепла в теплоизоляцию. Поэтому за блоками твэлов поля температур, скоростей и плотностей рабочего тела оказываются неравномерными по сечению. В коллекторах смешения неравномерности частично или полностью выравниваются (последнее зависит от масштаба и амплитуды неравномерностей и эффективности коллектора смешения). Результаты расчетов, проведенных для модельных элементов с неорганизованным (без коллекторов смешения) и хорошо организованным выравниванием температурных неравномерностей (четыре коллектора смешения), показывают, что рабочее тело (водород) нагревается, соответственно, до температур 2^=1600 К и Гвых=2360 К. Полученные в результате расчета изменения средних температур рабочего тела и стенки канала по длине твэла представлены на рис.3.24. При определении температуры нагрева рабочего тела в твэле были приняты следующие предположения: 1. Температура защитного покрытия со стороны основного материала (графита) с учетом возможных температурных неравномерностей достигает максимально допустимого из соображений стойкости покрытия значения, но нигде его не превышает; 2. В коллекторах смешения неравномерность температур уменыпа- АТ ется и составляет на входе в последующий блок = 5 % от Т подогрева рабочего тела в предыдущем блоке; 3. Тепловыделение постоянно по длине твэла, уровень его определяется в результате расчета (по данным [3.2, 3.6], на длине активной зоны модельной ТВС нейтронный поток в реакторе ИГР изменяется практически линейно с уменьшением значения от входного сечения ТВС до выходного на -25-5-30% ). Основными исходными данными для расчета модельной ТВС были:
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 145 2000 1000 /Яо ^ 0,2 0,4 0,6 0,8 1.0 I Рис. 3.24 Изменение температуры рабочего тела (ТТ) и стенки канала A^) по длине модельной ТВС при постоянном по длине тепловом потоке (q/q0 — 1,0) Г=320 К, - температура рабочего тела на входе в элемент - допустимая температура из соображений стойкости покрытия - возможная неравномерность концентрации урана - точность поддержания уровня мощности - длина активной зоны твэла - гидравлический диаметр канала rf=l,15 мм, - расстояние между каналами - толщина защитного покрытия (карбид ниобия) - коэффициент теплопроводности покрытия - возможные отклонения dr, h — = 5%, L—ЪОО мм, rf=l,15 мм, Л=1,60 мм, г=70 мкм, А,=14 Вт/(м-град), Adr = Ah =Ad = ±0,04 мм.
146 Глава третья Для принятой схемы ТВС с канальными твэлами был установлен оптимальный закон изменения тепловыделения по длине. Оптимальный в том смысле, что на заданной длине ТВС рабочее тело нагревается до наибольших температур. Расчеты проводились по той же методике и с теми же исходными данными, что при установлении эффективности введения коллекторов смешения. На рис. 3.25 представлен оптимальный закон изменения тепловыделения qy по длине ТВС и соответствующее ему изменение средних температур рабочего тела ТТ и стенки канала ^(на рис. 3.24 приведено изменение тех же параметров для твэла с постоянным по длине элемента тепловыделением). Результаты расчета показывают, что введение в конструкцию ТВС коллекторов смешения и продольного профилирования тепловыделения позволяют нагреть рабочее тело до температур Т=2640 К (в ТВС с постоянным по длине тепловыделением при наличии четырех коллекторов смешения рабочее тело нагревается до температуры Т=2360 К). Напомним, что продольное профилирование концентрации урана в ТВС улучшает ее тепловые характеристики, во-первых, потому, что снижение тепловых потоков на выходе из ТВС при ограниченной температуре стенки позволяет нагреть рабочее тело до больших температур, и, во-вторых, потому, что при наличии возможных температурных нерав- т,к 2000 1000 / / У / я* Тег ===== 0,2 0.4 0,6 0,8 1.0 1.0* Рис. 3.25 Изменение температуры рабочего тела и стенки канала по длине ТВС при оптимальном законе продольного профилирования тепловыделения
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 147 номерностей, связанных с несовершенством технологии изготовления твэла, выгодно, когда зона высоких тепловых потоков находится в области низких температур (последнее объясняется тем, что одинаковые относительные отклонения параметров твэла от соответствующих расчетных значений приводят к большим забросам температуры в области высоких тепловых потоков). Профилирование недостаточно эффективно, если жестки ограничения для величин тепловых потоков (из условия термостойкости конструкции) и концентраций урана. На основании результатов расчета и изучения процесса смешения в коллекторе, показавших, что для получения высоких температур рабочего тела в принятой схеме канального элемента и при известных возможностях технологии его изготовления необходимо введение коллекторов смешения и продольного профилирования тепловыделения, была разработана конструкция проточной части ТВС, представленная на рис. 3.26. Рис. 3.26 Конструкция модельной ТВС Конструкция проточной части (собственно активная зона ТВС) представляет сборку из пяти тепловыделяющих блоков (рис. 3.26, позиция 4). Каждый блок - шестигранная графитовая призма с ураном (диаметр вписанной окружности d = 7,2 мм, высота призмы I = 100 мм), пронизанная системой параллельных каналов (число каналов - 19, расположение каналов - сотовое, диаметр канала dr= 1,15 мм, покрытие каналов - карбид ниобия). Блоки объединяются в ТВС с помощью графитовых втулок. Конструкция соединительных втулок (рис. 3.26, позиция 5) такова, что при сборке ТВС между любыми двумя блоками образуется полость, которая является коллектором смешения и предназначена Для выравнивания по сечению возможных температурных неравномер- ностей после каждого блока. В приведенной на чертеже конструкции ТВС коллекторы представляют собой свободные пространства (расстояние между торцами блока х соответствует x/h = 6,25; ft - расстояние
148 Глава третья между каналами, h = 1,6 мм; внутренний диаметр соединительной втулки d = 7 мм). Внутренние поверхности проточной части активной зоны защищены слоем покрытия из карбида ниобия. Технология нанесения покрытия на графит из газовой фазы при высокой температуре была разработана в Центре Келдыша и позволяет получать покрытие необходимой толщины и качества. В низкотемпературной части активной зоны ТВС (на входе рабочего тела в первый блок) имеется сильфонное соединение (рис. 3.26, позиция 2) входной втулки 3 с входным узлом 1 (входной узел соединяет блоки твэла с трубками подачи рабочего тела). Сильфонное соединение предназначено для компенсации продольного расширения блоков при нагреве ТВС, а также создает предварительное усилие поджатия активной зоны ТВС и сальника. Пространство между втулками заполняется теплоизоляцией 6 (материал теплоизоляции - пирографит) таким образом, что на длине активной зоны ТВС до концевой втулки диаметр блоков с теплоизоляцией становится равным внешнему диаметру соединительных втулок. Второй слой теплоизоляции (позиция 7) предназначен для уменьшения утечек тепла от втулок ТВС и одновременно с этим дополнительно уменьшает утечки тепла от тепловыделяющих блоков. В собранном виде активная зона ТВС, включающая блоки ТВС, теплоизоляцию и втулки, помещается в металлический корпус. Корпус ТВС состоит из внутренней трубы 8 (материал трубы - сталь) и наружной трубы 9 (материал трубы - алюминий). В зазор между трубами подается охлаждающая вода. С тем, чтобы уменьшить нагрузки на стенки периферийных каналов блоков, в полость, образованную внутренней трубой 8, наружной поверхностью графитовых призм и втулок, сальником 11 и сильфонным узлом 2, подается нейтральный газ разгрузки. В конструкцию модельной ТВС входит также специальное устройство для измерения температуры газа на выходе из сборки - газодинамический термометр, схема и результаты отработки которого приводятся в главе 4. Результаты расчетов, рассмотренные в настоящем разделе, показывают, что в принятой конструкции ТВС с канальными твэлами и при известных возможностях технологии изготовления надежно могут быть получены средние температуры рабочего тела на выходе из ТВС Гвых=2600-2700 К.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 149 Увеличение температуры нагрева водорода до Т-3000 К было достигнуто в экспериментах на модернизированных ТВС, в которых использовались карбидные твэлы. Вместо графитовых призм в конструкцию ТВС были введены витые стержни, технология изготовления которых из карбидов тугоплавких металлов оказалась более простой, чем технология изготовления канальных блоков. В специальном производстве Центра Келдыша было изготовлено свыше 30 модельных ТВС, которые затем прошли испытания в реакторе ИГР. Оптимальный гидравлический диаметр канала ТВС Под оптимальным гидравлическим диаметром канала ТВС понимается такой, в котором при заданной максимально допустимой температуре для материала твэла Ттах доп и известных возможных отклонениях параметров твэла от соответствующих расчетных значений рабочее тело нагревается до наибольшей температуры. На рис. 3.3 нанесены зависимости температуры рабочего тела на выходе из ТВС Твых от гидравлического диаметра канала для четырех вариантов сборок. Результаты расчета показывают, что уменьшение диаметра каналов с rfr=l мм до dr=0,5 мм не дает существенного увеличения температуры нагрева Твых рабочего тела в ТВС (в варианте I уменьшение диаметра канала с dr=l мм до dr=0,5 мм приводит к уменьшению Твых). Это объясняется тем, что одинаковые абсолютные отклонения геометрических размеров (диаметры каналов dr, расстояние между каналами й) от соответствующих расчетных значений с уменьшением абсолютных размеров приводят к большим температурным неравно- мерностям вследствие увеличения относительных отклонений Вместе с тем уменьшение dr приводит к дополнительным трудностям в технологическом процессе изготовления твэлов, к росту гидравлического сопротивления твэла. С увеличением диаметра канала, начиная с d=\ мм, для всех вариантов температура нагрева рабочего тела в твэле уменьшается.
150 Глава третья Оптимальным для данных условий следует считать dr=0,9-s-l,l мм (ТВС, изготовленные в Центре Келдыша, имели dp=l,l+l,15 мм). При одинаковых длине активной зоны и диаметре канала твэла температуру нагрева рабочего тела возможно повысить, увеличивая число коллекторов смешения (уменьшается длина блока твэла). Если в варианте III (dr=l,5 мм) вместо четырех коллекторов смешения предусмотреть пять (длина блоков /5=100мм), то температура нагрева рабочего тела в ТВС увеличится до Т=2630 К. Для каждой схемы ТВС в результате подобного анализа можно установить оптимальные гидравлический диаметр канала и число коллекторов смешения (рабочее тело с учетом возможных отклонений будет нагреваться до максимальной температуры при заданной Ттах доп с минимальными потерями давления). Результаты испытаний модельных ТВС в реакторе ИГР, представленные ниже (глава 4), подтвердили корректность выполненных расчетных и экспериментальных исследований по обоснованию конструкции ТВС, а также прогноза теплового состояния ТВС во время натурных испытаний. Нейтронная физика реактора ЯРД Расчет нейтронно-физических характеристик реактора Реактор ядерного ракетного двигателя должен обладать минимально возможными - при условии обеспечения управляемой ядерной реакции деления и должных условий теплосъема - массой и габаритами. Это - общее требование ко всем агрегатам бортовой ракетно-космической энергетики. Однако применительно к реакторам ЯРД и ЯЭУ оно дополнительно усиливается тем обстоятельством, что размеры реактора прямо влияют на величину массы конструкции радиационной и тепловой защиты и, следовательно, зависимость массы ЯРД или ЯЭУ от размеров реактора оказывается более существенной. Этот фактор имеет следствием необходимость применения высокой энергонапряженности реактора (измеряемой величиной энергии, выделяемой в единице объема активной зоны), на несколько порядков
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 151 превышающей аналогичный показатель в стационарных газоохлаж- даемых реакторах. Еще одним фактором, влияющим на нейтронную физику реактора ЯРД, является неизбежность использования в конструкции реактора высокотемпературных и как правило обладающих высоким сечением захвата нейтронов материалов. Особенностями космических реакторов являются, кроме того, высокая скорость переходных процессов и специфические требования к радиационной и ядерной безопасности на всех этапах эксплуатации. Сочетание разноречивых требований к реактору ЯРД со стороны нейтронной физики и теплофизики приводит к необходимости применения в ЯРД реактора на тепловых или надтепловых нейтронах, то есть такого реактора, в котором основная часть делений ядер делящегося материала происходит в результате соударения с нейтронами, снизившими свою энергию (первоначальную ~2 Мэв) в процессе взаимодействия с ядрами замедлителя до уровня ~0,025-Ю,4 эв. Наиболее приемлемым для реакторов ЯРД делящимся материалом является уран, обогащенный до 90% по изотопу уран-235 (более высокая степень обогащения приводит к значительному росту стоимости урана и в реакторной технике почти не используется). Нейтронно-физи- ческие характеристики его таковы (среднее число нейтронов, рождающихся в акте деления, Df = 2,5, сечение деления на тепловых нейтронах of=5801024 см2), что критические размеры реактора обеспечиваются при величинах загрузки урана, составляющих, в зависимости от уровня тяги двигателя, единицы или десятки килограммов при приемлемых - с позиций обеспечения термостойкости и прочности применяемых в твэ- лах тугоплавких материалов - концентрациях урана. Физические особенности реакторов ЯРД - малые размеры (и, следовательно, повышенная доля утечки нейтронов из активной зоны в процессе замедления и диффузии), гетерогенная структура, наличие большого числа физически разнородных материалов, широкий диапазон температур и мощностей, в котором должны быть обеспечены управляемость и безопасность реактора, - требуют применения наиболее точных методов расчета, учитывающих тонкие нюансы различных взаи-
152 Глава третья модействий нейтронов с материалами активной зоны. В ходе развития программы разработки ЯРД в 50-е - 90-е годы XX века эти методы непрерывно совершенствовались - от так называемого метода диффузионного приближения (в двух - или многогрупповых модификациях) при решении кинетического уравнения миграции нейтронов до метода Монте-Карло (в котором исследуются судьбы каждого нейтрона от рождения до гибели) и современных численных методов, ставших возможными лишь при появлении мощной вычислительной техники ([3.41, 3.42, 3.43] и др.) Конечная точность расчета определяется в основном степенью знания сечений взаимодействия тепловых нейтронов с материалами активной зоны и отражателя, а также адекватностью выбранной для расчета физической модели реактора. Задачами нейтронно-физических расчетов реактора ЯРД (физическая схема реактора приведена на рис. 3.27) являются: - определение критических размеров и оптимальной формы (соотношения диаметра и высоты) активной зоны реактора или - в случае заданных, исходя, например, из теплофизических соображений, размеров и формы - определение критической загрузки в реактор делящегося материала; - построение пространственно-энергетического распределения нейтронов в реакторе, что определяет профиль энерговыделения по высоте и радиусу активной зоны; - оценка влияния материалов замедлителя (вода, графит, гидрид циркония), отражателя (бериллий, окись бериллия), конструкционных материалов ТВС на критические параметры реактора; - получение критических характеристик реактора для различных вариантов числа, величины диаметра и схемы расположения в активной зоне тепловыделяющих сборок с целью оптимизации числа и диаметра ТВС; - определение запаса реактивности реактора и изучение влияния на реактивность конструкционных особенностей узлов активной зоны, технологических допусков, посторонних примесей в составе применяемых материалов и др; - определение индивидуальной и групповой эффективности органов системы управления, регулирования и защиты (СУРЗ) реак-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 153 Направление движения рабочего тела Рис. 3.27 Физическая схема твердофазного реактора ЯРД: 1 - тепловыделяющие сборки (состав: твэлы, теплоизоляция, металлический корпус, рабочее тело); 2 - корпус реактора; 3 - барабаны управления нейтронной мощностью; 4 - боковой отражатель нейтронов; 5 - металлическая обечайка, разделяющая замедлитель и отражатель; 6 - замедлитель нейтронов; 7 - торцевой отражатель тора, в том числе исследование интерференции (взаимовлияния) поворотных барабанов управления мощностью реактора при совместной работе, а также искажений, вносимых работой органов СУРЗ в пространственное (азимутатное и радиальное) распределение энерговыделения в реакторе; - определение знака и величины температурного эффекта реактивности реактора при его разогреве от начальной до рабочей температуры, а также плотностного эффекта реактивности, связанного с вводом в каналы реактора водорода, являющегося дополнительным замедлителем нейтронов;
154 Глава третья - прогноз изменения реактивности реактора в период эксплуатации, в том числе исследование влияния на реактивность таких процессов, как выгорание делящегося материала, отравление и зашлаковывание, а также диффузионный вынос урана в тракт рабочего тела; - исследование пространственных и энергетических характеристик потоков нейтронов и у-квантов с внешней поверхности реактора в целях определения исходных данных для проектирования радиационной и тепловой защиты, а также для расчета тепловыделения во внешних по отношению к реактору агрегатах двигателя и космического аппарата; - анализ некоторых гипотетических аварийных ситуаций, связанных, в частности, с появлением вокруг реактора значительного (в пределе - физически бесконечного) слоя воды или возникновением конкретных неисправностей в работе СУРЗ. Несмотря на разнообразие задач, решаемых в ходе расчетных ней- тронно-физическйх исследований реактора, для их выполнения используются, в основном, одинаковые или близкие расчетные схемы. Например, требуется определить влияние на реактивность реактора наличия в конструкционном материале корпусов ТВС поглощающей примеси X суммарным количеством G кг. В этом случае по принятой схеме вначале рассчитывается эффективный коэффициент размножения нейтронов (Лдфф) в активной зоне данного материального состава и геометрии без учета примеси X, а затем тот же расчет повторяется, но уже с учетом примеси. Разность А&Эфф=&эффх-&Эфф0 дает возможность определить в линейном приближении влияние примеси на реактивность реактора: dk эфф Одним из важных является расчет зависимости к от радиуса активной зоны и числа тепловыделяющих сборок. По результатам многократных расчетов с различными Яю и числом ТВС строится график k^f(R^ л^) - рис. 3.28, дающий основание (наряду с другими соображениями) для выбора оптимальных R^, «TBC.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 155 37ТВС 1,07] 1,06 1,05 104 / / / 20 25 RM, см 18 Лто, СМ Рис. 3.28 Зависимость эффективного коэффициента размножения нейтронов в реакторе от радиуса активной зоны и числа ТВС Рис. 3.29 Зависимость эффективности торцевого отражателя нейтронов от его толщины Таким же образом определяется влияние на А:^, например, установки торцевого отражателя нейтронов. На основе расчетов к,, для разных толщин торцевого отражателя йто строится график зависимости ^=/(ATO) ~ рис. 3.29, дающий возможность сделать вывод о целесообразности и эффективности применения торцевого отражателя. Для реактора двигателя 11Б91 (ИРГИТ) подсчитанное таким образом максимальное увеличение к .. при постановке одного торцевого отражате- Эфф ля составляло 2,5%. Установка второго торцевого отражателя удвоила бы эту величину, однако применение торцевого отражателя на «горячей» (предсопловой) части реактора ЯРД оказывается невозможным по конструктивным соображениям. Таким же образом рассчитывается эффективность бокового отражателя, оценивается влияние различных зазоров, технологических допусков на изготовление деталей, выгорания делящегося материала, зашлаковывания и др. Что же касается температурного и плотностного эффек-
156 Глава третья тов, то их оценка требует - в большей мере, чем в других случаях - применения комбинированной, расчетно-экспериментальной методики, в соответствии с которой расчеты к реактора при различных температурах и плотностях рабочего тела дополняются и уточняются экспериментами по прогреву активной зоны до допустимой (без охлаждения реактора) температуры с последующей экстраполяцией полученных данных ва область рабочих температур. Получение достоверных данных о знаке и величине температурного эффекта реактивности принципиально важно, поскольку реактор, обладающий отрицательным суммарным температурным коэффициентом (отдельные части его могут при этом реагировать на изменение температуры по-разному: например, увеличение температуры активной зоны может уменьшать реактивность реактора, а увеличение температуры отражателя - увеличивать), является легче управляемым и более безопасным. Экспериментальное исследование нейтронной физики реактора Значительное число вопросов нейтронной физики реакторов ЯРД затруднительно исследовать только расчетным путем. К таковым относятся особенности физики гетерогенных реакторов с тесной (определяемой требованиями теплофизики и минимизации поперечного размера реактора в связи с необходимостью всемерного уменьшения его массы) решеткой расположения тепловыделяющих сборок, вопросы оптимизации диаметра ТВС и объемной доли замедлителя в активной зоне, концентрации урана в твэлах, выбора материала и толщины отражателя, а также расположения в нем регулирующих барабанов, распределения энерговыделения по объему активной зоны и некоторые другие. С целью изучения этих вопросов в Институте атомной энергии и в Физико-энергетическом институте был сооружен ряд физических стендов. Одним из первых стал в 1962 г. стенд ФЭИ ИР-20 с гетерогенным реактором, замедлителем в котором являлась вода. На нем были впервые изучены физические параметры реактора ЯРД минимальной тяги и на основе этих исследований в 1966 г. разработан аванпроект ЯРД тягой 3,6 т.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 157 С учетом опыта, полученного на стенде ИР-20, в 1968 г. в том же институте был сооружен физический стенд «Стрела», на котором установлен реактор, представлявший собой уже достаточно близкую к реактору ЯРД физическую модель (рис. 3.30). В этой модели, в частности, использовались твэлы и ТВС натурной геометрии и композиции. Параллельное проведение расчетов и экспериментальных работ на стенде позволило получить ряд важных результатов [3.44]. Вначале теоретически определялись расчетные оптимальные соотношения между геометрическими характеристиками реактора (диаметр ТВС, объемная доля замедлителя, толщина отражателя) и концентрацией в твэлах урана. Затем при полученных в первом приближении •-f Ш j с. 3.30 Физическая модель реактора 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ) на стенде «Стрела»
158 Глава третья геометрических параметрах варьировалась - для нахождения области оптимальных концентраций - загрузка урана. Одновременно для различных концентраций рассчитывались критические параметры реакторов при переменных величинах объемной доли замедлителя и толщины отражателя. В результате такого комбинированного расчетно- экспериментального исследования был определен минимальный диаметр реактора (по отражателю) Dp в зависимости от шага расположения ТВС L при различных концентрациях урана Си2Ъ5 и оптимальной в каждом случае толщине отражателя (рис.3.31). Комбинированным методом изучено и влияние на эффективный коэффициент размножения реактора таких характеристик, как загрузка урана, расположение ТВС, высота реактора и др. Экспериментально выбиралось такое расположение ТВС в замедлителе, которое обеспечивало минимальный коэффициент неравномерности энерговыделения по радиусу активной зоны, изучалось влияние угла поворота барабанов управления на конфигурацию поля энерговыделения (рис.3.32). Как видно, поворот отдельных барабанов заметно искажает распределение энерговыделения. На этой основе сделан вывод о необходимости управления реактором путем синфазного вращения максимального числа барабанов (за исключением взведенных на предельный угол барабанов аварийной защиты). 40 45 50 55 L,cm Рис. 3.31 Расчетно-эксперимен- шальное обоснование минимальных размеров реактора ЯРД Я(г)Щ \2 1,0 0.S *¦—? 61 Фбар^О А <Рбар=*80О 50 100 R, см Рис. 3.32 Распределение энерговыделения по радиусу реактора при компенсации избыточной реактивности поворотом барабанов управления на различные углы
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 159 Экспериментально определялась эффективность барабанов в зависимости от их диаметра и величины сектора, имеющего поглотитель нейтронов, показатели интерференции барабанов, изменения величины реактивности в ходе работы, исследовались температурные эффекты, влияние на работу реактора его отравления продуктами деления, оценивались потери, урана (и их влияние на изменение реактивности) при выносе его в поток рабочего тела, изучалось влияние технологических отклонений и конструкционных допусков на нейтронно-физи- ческие характеристики. Показано, в частности, что даже незначительные производственно-технологические отклонения могут приводить к заметным погрешностям в величинах компенсирующей способности поворотных барабаю6 ю5 нов (до ±0,2% ?эфф), значениях коэффициентов неравномерности энерговыделения в реакторе по радиусу и азимутальному углу (до 6-9%), в общем запасе реактивности (до 1,3% ?эфф). Снижение этих погрешностей может быть достигнуто применением более строгих технологических процессов производства твэлов, деталей замедлителя (гидрид циркония) и отражателя (бериллий), а также путем использования специальных приемов комплектации нагревных секций ТВС и сборки реактора, учитывающих индивидуальные характеристики (размеры, плотность, содержание Урана) твэлов и других значимых в этом плане деталей. ю3 ю2 10 ю4 ю о о о • • о О о • • о о < • •• 6 Е, МэВ Рис. 3.33 Спектры нейтронов реактора 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ), измеренные на стенде «Стрела»: о -центральная точка между реактором и блоком защиты; • - центральная точка за блоком защиты
160 Глава третья 10 10' ¦ о * с о О ¦V-. •. '. о о о о о < 0 0 2 4 в 8 Е,МэБ Рис. 3.34 Спектры у-квантов реактора 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ), измеренные на стенде «Стрела»: • - центральная точка между реактором и блоком защиты; о - центральная точка за блоком защиты Специальный цикл исследований на стенде «Стрела» осуществлялся с целью изучения характеристик радиационной защиты двигателя. Результаты этих исследований определяют уровни излучений и тепловыделения в баках космического аппарата, в приборных отсеках КА. В интересах этих исследований сотрудниками ФЭИ были сконструированы детекторы спектрометров нейтронов и у-квантов, разработаны методы обработки экспериментальных данных, измерены абсолютные потоки нейтронов и у-квантов из реактора, изучено влияние на радиационную обстановку угла тени защиты, неоднородностей в материале конструкции защиты и др. Некоторые результаты этих исследований приводятся на рис.3.33 и 3.34. Как видно, кратность ослабления выбранным материалом защиты потока нейтронов равна 150- 160, а потока у-квантов - 20-30. Таким образом, исследования на критических стендах дают ценную экспериментальную информацию о характеристиках и особенностях реактора и потому являются неотъемлемым этапом разработки ЯРД.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 161 Радиационная и тепловая защита реактора Ядерные реакторы (в том числе реакторы ЯРД) являются мощными источниками нейтронов и у-излучения, действующими как в процессе работы реактора, так и длительное время после его останова. Уменьшение интенсивности генерируемых реактором потоков нейтронов и у-квантов на испытательном стенде или в космическом аппарате достигается путем установки вблизи реактора конструкции радиационной защиты. Эта же конструкция может выполнять (иногда только частично) функции и тепловой защиты агрегатов и оборудования, чувствительных к радиационному перегреву. Защита реактора может быть полной (ослабляющей излучения реактора по всем направлениям) или частичной. Реакторы ЯРД, проходившие испытания в США и в СССР с открытым выхлопом в атмосферу, имели по необходимости частичную защиту (со стороны выхлопного сопла реактор не мог быть защищен). Реактор ЯРД на космическом аппарате также будет иметь частичную защиту - теневую, поскольку достаточным в этом случае (в связи с отсутствием в космосе рассеянного во внешней среде излучения) окажется снижение радиационных потоков в большем ли меньшем телесном угле, где расположено оборудование, топливные баки и другие требующие защиты системы КА. Конструкция защиты представляет собой оптимизированный рас- четно-экспериментальным путем набор из поглощающих нейтроны и у-кванты материалов (в первом качестве - легких, с большим содержанием водорода, во втором - металлов, обладающих по возможности большей удельной массой). В связи с высоким уровнем радиационного тепловыделения конструкцию защиты приходится как правило выполнять охлаждаемой. Учитывая, что масса защиты составляет весьма значительную часть общей массы двигателя или энергоустановки (иногда - до 30-40%), понятно стремление конструкторов эту инертную, не участвующую непосредственно в функционировании установки массу максимально уменьшить. Такое стремление приводит, в частности, к появлению кажущихся экзотичными компоновок космических аппаратов с ЯРД и ЯЭУ, в которых источники энергии располагаются на максимальном удалении от других агрегатов и систем КА (при этом достигается двойная цель: уменьшается величина необходимого телесного угла радиационной тени, а значит, и масса конструкции защиты, и увеличивается расстояние от источника излучений до других частей КА, что не менее
162 Глава третья важно, поскольку мощность излучений от точечного источника обратно пропорциональна квадрату расстояния от него). Из сказанного следует, что хотя конструкция защиты традиционно является частью двигателя или энергетической установки, ее характеристики в преобладающей степени определяются не этими системами, а обликом и компоновкой всего космического аппарата. Таким образом, эта часть ЯРД и ЯЭУ может быть сконструирована лишь в увязке с конструкцией всего КА. Исходными данными для проектирования радиационной защиты являются, с одной стороны, расчетные или экспериментально определенные потоки нейтронов и у-квантов с поверхности реактора, а с другой - заданные проектантами КА максимально допустимые значения этих характеристик на внешней (по отношению к реактору) поверхности защиты. Как указано выше, конструкция радиационной защиты включает два компонента: тяжелый (от у-квантов) и легкий (от нейтронов). На практике в конструкцию защиты приходится вводить еще и третий, так называемый блокирующий компонент из материала, интенсивно поглощающего тепловые нейтроны. Его назначение - предотвратить (или, по меньшей мере, предельно снизить) переход тепловых нейтронов в тяжелую и легкую защиту, где они, поглощаясь ядрами материала защиты, рождают мощные потоки вторичных, так называемых захватных у-квантов. С учетом этого обстоятельства конструкция слоистой теневой защиты ЯРД или ЯЭУ может, например, включать: - блокирующий слой толщиной 1 см из карбида бора (В4С); - слой тяжелой защиты толщиной 9 см из стали Х18Н10Т; - блокирующий слой толщиной 1 см из карбида бора; - слой легкой защиты толщиной 24 см из гидрида лития (LiH). Такая защита (суммарной толщиной 35 см) снижает потоки нейтронов и у-квантов на ~4 порядка. Масса ее конструкции составляет несколько сот килограммов и зависит, как указывалось, от конкретных условий компоновки космического аппарата. Набор материалов для конструирования радиационной защиты достаточно широк (американские конструкторы использовали, например, в качестве материала тяжелой защиты естественный уран, обедненный изотопом U235). Существуют варианты гомогенизированной защиты (в ней функции блокирующего, тяжелого и легкого компонентов соединены). Организация охлаждения конструкции радиационной защиты не представляет больших сложностей, поскольку теплоотвод необходимо обеспечивать лишь от ее сравнительно небольшого по толщине и массе внутреннего слоя.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 163 Ядерные энергетические установки на основе твердофазных реакторов Общие вопросы построения схем установок, состав узлов и систем ЯЭДУ Потребности повышения уровня электрической мощности и длительности функционирования систем на борту космических объектов сделали необходимым создание энергетических установок с использованием ядерной и солнечной энергии. Рассматриваются два главных направления создания таких установок: с безмашинным и с машинным преобразованием энергии. Первое направление представлено основными в настоящее время в бортовой энергетике солнечными установками с фотоэлектрическими преобразователями и созданными в единичных экземплярах ядерными установками с термоэлектрическим и термоэмиссионным преобразованием энергии. Для этих установок главной проблемой остается достижение необходимого ресурса, но они реально существуют и имеют значительные возможности совершенствования. В частности, для установок с фотоэлектрическими преобразователями предполагается существенно уменьшить деградацию свойств материалов собственно преобразователей введением в конструкцию специальных экранов или концентраторов излучения с целью улучшения теплового режима и защиты (частичной или полной) от прямого радиационного и корпускулярного воздействия. Для термоэмиссионных ЯЭУ увеличение ресурса принципиально возможно при размещении преобразователей вне активной зоны реактора. Имеются основания считать, что ресурс энергетической установки может быть существенно увеличен при переходе к системам с машинным преобразованием энергии - там возможно резервирование значительного числа узлов установки. Представляется, что для получения электрических мощностей на переменном токе около 25 кВт и выше этот тип установок может быть более простым и легким. Источниками энергии в установке с машинным преобразованием могут служить ядерный реактор или система с использованием кон- Центраторов солнечной энергии. Системы преобразования для столь
164 Глава третья различных источников энергии при заданном уровне мощности могут быть, однако, близкими по составу агрегатов и узлов и их основным параметрам. Основу систем преобразования составляют замкнутые по теплоносителю контуры, включающие турбокомпрессоры, генераторы, различного типа компактные теплообменники, вентиляторы и т.п. Системы должны обеспечивать значительное число пусков и остановов при достаточно продолжительном ресурсе работы. Для первых однорежимных энергетических установок с ограниченным ресурсом источником энергии может служить прототип реактора ЯРД - реактор ИРГИТ, описанный выше. Для решения ряда задач (пилотируемые экспедиции к Луне, Марсу и т.д.) на борту космического аппарата необходимо иметь энергетическую систему, с помощью которой можно реализовать как двигательный режим, так и энергетические режимы различной мощности. В этих случаях большой интерес представляют ядерные энергодвигательные установки, которые используют единый реактор для обеспечения двигательного и энергетических режимов. Такие установки, по расчетам, должны обладать высоким массовым совершенством и минимальными габаритами. Рассматриваются двухрежимная установка, в которой реализуются двигательный и энергетический режимы работы (последний предназначен для обеспечения энергетических потребностей космических аппаратов и имеет электрическую мощность десятки киловатт; энергия вырабатывается в замкнутом контуре) и трехрежим- ная установка, которая, кроме отмеченных выше режимов, обеспечивает получение больших электрических мощностей в открытом цикле. В ходе анализа возможных технических решений по двухрежим- ной и трехрежимной ЯЭДУ выявлены значительные принципиальные трудности, главными из которых являются сложность построения схемы и конструкции многорежимной ЯЭДУ и проблема обеспечения ресурса практически по всем системам, узлам и элементам конструкции. При анализе схем ЯЭДУ предполагалось, что для преобразования тепловой энергии в электрическую применяется газотурбинный цикл. Если в качестве рабочего тела в реакторном контуре на энергетическом режиме используется смесь гелий-ксенон (оптимальное рабочее тело замкнутых контуров при умеренных мощностях), то для реакторов типа
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 165 ИРГИТ возникают трудности с сохранением свойств гидрида циркония (используется как наиболее эффективный замедлитель), теряющего с течением времени водород. Для обеспечения стабильности свойств материала замедлителя необходимы либо специальное покрытие, обеспечивающее необходимую защиту от выхода водорода, либо рассмотрение схемы .установки, отличающейся от известных тем, что система охлаждения корпуса - отражателя - замедлителя на всех режимах одинакова, выполнена в форме замкнутого контура и использует в качестве рабочего тела водород (на режиме малой электрической мощности проток теплоносителя через ТВС отсутствует). В последней схеме, кроме принципиальных сложностей, связанных с выбором конструкционных материалов контура, стойких в предполагаемой среде, возникает необходимость введения в схему водородного компрессора и дополнительного рекуперативного теплообменника для реализации двигательного режима. Вследствие особенностей двигательного режима (допустимы достаточно большие значения чисел Рейнольдса и высокие температурные напоры) дополнительный теплообменник может оказаться компактным с умеренной массой: при мощности около 3 МВт и температурном напоре примерно 150 градусов потребная поверхность теплообмена составит около 6 м2 и масса теплообменника при толщине стального листа 1 мм будет равна примерно 50 кг. Расчетные оценки свидетельствуют также о возможности создания для водородного контура компактного вентилятора. В проработках ЯЭДУ рассматривались и схемы с протоком рабочего тела через ТВС на энергетических режимах малой мощности. При очевидной сложности создания герметичного запирающего устройства сопла в этой схеме появляются возможности обеспечения более надежного охлаждения корпуса тепловыделяющей сборки, снижения температуры материала твэлов, расширения диапазона величин параметров рабочего тела перед турбиной. Для такой схемы на режиме малой мощности при использовании в качестве рабочего тела цикла в реакторном контуре смеси гелий - ксенон недостатками являются: возможная активация контура; увеличение давления в контуре - примерно в три раза по сравнению с
166 Глава третья вариантом использования водорода; необходимость защиты гидрида циркония от потери водорода; потребность в дополнительном рабочем теле для управления космическим аппаратом; усложнения в реализации трех режимов. Из отмеченных недостатков только последний сохранится в этой схеме установки при использовании в качестве рабочего тела в реакторном контуре водорода. Но в таком варианте появится дополнительный контур с рекуперативным теплообменником и компрессором для обеспечения циркуляции водорода. Особенностью замкнутых газотурбинных контуров ЯЭДУ является то, что для них необходимо иметь: - высокое гидродинамическое совершенство трактов (Ар/р«0,03); - малые удельные массы рекуперативных теплообменников при умеренных температурных напорах (десятки градусов); - высокие значения коэффициентов полезного действия агрегатов, входящих в состав контуров, - для компрессора, турбины, генератора ri , w, не ниже 0,80; 0,85; 0,90 соответственно. Эти особенности являются одновременно и основными проблемами создания замкнутых газотурбинных контуров. В настоящее время предприятия-разработчики считают реальным достижение упомянутых кпд: Г|к=0,80, Г|т=0,85, Г|г=0,9. Значения кпд турбины и компрессора существенно зависят от уровня давления и с его ростом уменьшаются. В Центре Келдыша совместно с рядом предприятий разработан турбокомпрессор-генератор на электрическую мощность 10 кВт. Он прошел серию отработочных испытаний. В конструкции агрегата используются газодинамические подшипники. Что касается теплообменников, то наиболее полно отвечает предъявляемым к узлам ЯЭДУ повышенным требованиям по массога- баритным характеристикам, надежности, технологичности и т.п. конструктивный тип пластинчатого теплообменника со схемой «противотока» для теплоносителей и с теплообменными поверхностями специальной формы (его описание и характеристики приводятся ниже). Отметим также, что в настоящее время ни одна из конструктивных схем существующих и проектируемых холодильников-излучателей (ХИ) не обладает преимуществами, позволяющими выделить ее
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 167 как наиболее перспективную применительно к ЭУ всех типов. Наряду с работами по улучшению характеристик ХИ существующих схем (уменьшение массы противометеоритной защиты трубчато-ребристых ХИ, конструктивное совершенствование ХИ на тепловых трубах) целесообразно продолжить исследование рабочих процессов ХИ новых схем (капельных и др.; вопросы разработки капельного холодильника-излучателя рассматриваются ниже). При разработке турбонасосного агрегата (ТНА) и сопла для ЯРД и ЯЭДУ решаются проблемы, близкие к тем, что уже преодолены при создании соответствующих узлов и агрегатов ЖРД. Опыт создания сопел реактивных двигателей обобщен в [3.45] и др. По программе разработки ЯРД в КБ Химавтоматики были созданы ТНА для системы подачи водорода и укороченные сопла двигателя, успешно прошедшие испытания: ТНА на ресурс, сопло в составе реактора ЯРД. Алгоритмы управления и защиты ЯРД и ЯЭДУ практически не отличаются от соответствующих систем длительно эксплуатирующихся наземных стационарных и транспортных ядерных энергетических установок. Система управления должна поддерживать оптимальный режим работы по температуре рабочего тела. Двигатель имеет два регулируемых параметра - расход и температуру рабочего тела и два регулирующих фактора - мощность реактора и давление рабочего тела. Для ЯРД реализация обычного алгоритма затрудняется специальными требованиями к запуску (кратковременный запуск - единицы секунд) и трудностью измерения среднемассовой температуры рабочего тела. При создании ЯРД КБ Химавтоматики совместно с Физико- энергетическим институтом, Институтом проблем управления и НИИ приборостроения разработали систему управления, регулирования и защиты, которая успешно прошла испытания в составе реактора ИРГИТ. Срабатывание аварийной защиты могло проходить по схеме «два из трех» на уставках по допустимым значениям температуры и давления рабочего тела. При работе в космосе энергетической установки с открытым выхлопом в окрестности космического аппарата образуется атмосфера выхлопных газов, уровень давления которых в разных точ-
168 Глава третья ках пространства будет зависеть от расхода рабочих тел, формы сопла и его расположения относительно поверхности аппарата. Определив требования к допустимым параметрам атмосферы в окрестности К А конкретных размеров и формы, можно соответствующим выбором величины расхода рабочего тела, формы и положения сопла их удовлетворить. В энергетических установках с машинным преобразованием энергии принципиальным становится обеспечение необходимых условий по снижению до приемлемого уровня вибраций, возникающих из-за наличия в таких установках узлов с подвижными и вращающимися деталями. Из-за непредвиденных и недопустимых частоты и амплитуды вибраций возможны отказы и разрушения систем. На этапе проектирования и настройки агрегатов должны быть приняты меры, обеспечивающие необходимое виброгашение. Кроме того, в конструкцию могут включаться специальные виброзащитные устройства и системы. В общем случае необходимы балансировка движущихся деталей и узлов, конструкционное демпфирование, виброизоляция, использование средств и систем динамического гашения колебаний и т.д. В каждом конкретном случае набор способов и средств может быть различным. В настоящее время накоплен значительный опыт по обеспечению работоспособности механизмов и машин, в которых возможно возникновение вибраций [3.46]. Применительно к ЯЭДУ существует сложная связь между кпд агрегатов, электрической мощностью, уровнями давления и температуры рабочего тела в контурах, необходимой поверхностью ХИ. Только в результате компромиссных решений при выборе характеристик агрегатов и узлов можно осуществить замыкание энергетического баланса контуров. В частности, если это возможно, целесообразно выделить в циклограммах работы ЯЭДУ на режиме малой мощности непродолжительные по времени пики мощности и рассмотреть возможность их реализации с помощью различного типа аккумуляторов. Тогда потребная мощность ЯЭДУ на таком режиме будет ниже, что при наличии ограничений по площади холодильника-излучателя позволит допустить несколько меньшие значения кпд агрегатов и, соответственно, более высокий уровень давления в контурах.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 169 Пластинчатые теплообменники В ядерных энергодвигательных установках проблему компактности конструкции и минимизации массогабаритных характеристик решают высокоэффективные теплообменные аппараты. Их роль особенно велика в связи с тем, что для получения высоких кпд рабочего цикла, реализуемого в замкнутом контуре, в теплообменниках используются сравнительно малые температурные напоры, обусловливающие необходимость либо увеличенной площади теплообменной поверхности, либо интенсификации теплообмена и, таким образом, более рационального использования поверхности меньшей площади. В замкнутом контуре ЯЭУ или ЯЭДУ необходимо, кроме того, иметь в теплообменниках малые потери давления. Минимизация площади теплообмена и потерь давления достигается оптимизацией геометрических и теплооб- менных характеристик каналов для протока теплоносителей в теплообменнике [3.47, 3.48, 3.49]. Общей тенденцией совершенствования компактных теплообменников является уменьшение гидравлического диаметра каналов для протока теплоносителей. Эту тенденцию подтверждают результаты выполненного в Центре Келдыша анализа характеристик поверхностей теплообмена известных компактных теплообменников. При заданных расходных и теплофизических характеристиках теплоносителей, тепловой мощности теплообменника, температурном напоре между теплоносителями и допустимой величине потерь давления в трактах теплоносителей минимум площади поверхности теплообмена соответствует минимуму значения комплекса (?/St3I/2 (? - коэффициент гидравлического сопротивления тракта теплоносителя, St - число Станто- на), который может, таким образом, служить критерием теплогид- равлической эффективности поверхностей теплообмена. Для уменьшения площади поверхности теплообмена целесообразно применять конструкции, обеспечивающие работу в диапазоне возможно меньших значений числа Рейнольдса и использовать принцип поперечного обтекания элементов поверхности теплообмена (для всех известных и экспериментально обследованных поверхностей теплообмена минимум критерия (?/St3I/2 соответствует минимально реализованному числу Re, см. рис.3.7).
170 Глава третья Снижение числа Re при заданных величинах потерь давления наиболее просто обеспечивается путем уменьшения гидравлического диаметра трактов теплоносителей. При этом одновременно достигаются две цели: уменьшается площадь поверхности теплообмена (и, соответственно, ее масса) и увеличивается плотность размещения этой поверхности в единице объема теплообменника, то есть обеспечивается компактность последнего. В Центре Келдыша разработана конструкция противоточного пластинчатого теплообменника из профилированных штамповкой листов. Выштамповки на листах располагаются в порядке, позволяющем создавать в канале между двумя соседними листами условия течения теплоносителя, приближающиеся к поперечному обтеканию пучка труб. Профильные листы с трапецеидальными выштамповками, а также профильные листы с непрерывными гофрами имеют высокие тепло- гидравлические характеристики при хорошей технологичности теплообменников на их основе. При разработке конструкции компактного теплообменника был выбран вариант противоточного пластинчатого теплообменника из профилированных перекрестно-гофрированных листов и листов с прерывистыми гофрами (рис. 3.35). Прерывистые гофры соседних листов имеют точечный контакт друг с другом, пересекаясь в плане под углом, и образуют в щелевом межлистовом канале систему крестообразных в плане турбулизаторов, размещенных в шахматном или коридорном порядке. В отличие от профильных листов с непрерывными гофрами (рис.3.356) листы последнего типа (рис.3.35а) имеют в пределах каждого элементарного фрагмента короткие выпуклые и вогнутые гофры, направленные под углом друг к другу и поэтому равнопрочны на растяжение и сжатие по всем направлениям в плоскости листа, чем обеспечивается постоянство формы проточного межлистового тракта в условиях большой разницы давлений теплоносителя с двух сторон листа. Описанные формы профильного листа позволяют изготавливать их с помощью простого штампа. Сердечник теплообменника формируется из листов нержавеющей стали толщиной 0,2-0,25 мм.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 171 Б-Б Рис. 3.35 Конструктивная форма пластин теплообменника В Центре Келдыша изготовлены цельносварные и паяно-сварные теплообменники из листов. Удельная площадь теплообмен- ной поверхности на единицу объема тракта теплоносителя в изготовленных теплообменниках составляет 1500 м2/м3, что соответствует уровню высокой компактности даже для пластинчато-ребристых теплообменников.
172 Глава третья Отработка схем формообразования и получение выбранных профилей выполнены на тонкостенных прямоугольных пластинах толщиной 0,2 мм (материал - нержавеющая сталь). Максимальные размеры пластин - 320x460 мм. По периметру пластины расположена плоская окантовка размером 10 мм. Шевронный рисунок образован гофрами глубиной 0,6 мм, расположенными в виде «елки» с вершиной в середине длинной стороны прямоугольника (рис. 3.36). Рис. 3.36 Пластины теплообменника К пластинам теплообменника предъявляются повышенные требования по чистоте и качеству поверхности и плоскостности окантовки после формообразования. Пластины должны быть изготовлены из фольги с шероховатостью поверхности не более 0,080 мкм на базовой длине 0,25 мм с допустимыми отдельными мелкими царапинами и прочими дефектами глубиной не более 0,025 мм. Теплообменник состоит из отштампованных пластин, на поле каждой из которых имеются 4 отверстия, попарно смещенных к противоположным кромкам пластины. Пластины попарно соединены по периметру контактной роликовой сваркой (секция) и затем объединены в неразъемный пакет паяными швами по замкнутым контурам вокруг отверстий в пластинах. Сборка пакетов представлена на рис. 3.37.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 173 Рис. 3.37 Секции теплообменника (сборки пакетов) Пакет ограничен двумя плоскими пластинами, которые свариваются по периметру при объединении пакетов. Пакеты пластин размещаются в корпусе. Граничные плоские пластины крайних пакетов приварены к крышкам корпуса. Полости в пакете, образованные межпластинными объемами, сообщающимися между собой через отверстия в пластинах, служат коллекторами для подвода одного теплоносителя в щелевые каналы между сваренными по периметру рельефными пластинами и для отвода этого теплоносителя из таких же каналов. Коллекторы второго теплоносителя образованы стенками корпуса. Полости горячего и холодного теплоносителей должны быть герметично изолированы от окружающей среды и одна от другой. Для пайки используется сборочно-паяльная оснастка, фиксирующая набор пластин в процессе пайки. Пайка производится в печах сопротивления в герметичных контейнерах в среде аргона. Давление на сборку при пайке обеспечивается за счет разницы давления между атмосферой печи и в полости контейнера. На 3.38 представлен теплообменник на испытательной установке.
174 Глава третья If шттА Рис. 3.38 Теплообменник в боксе экспериментальной установки
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 175 Nu,? 10,0 5,0 1,0 0,5 ¦ 0,1 111 III III III III III III I4-I II II I I I I I I I I I I I I II I I I I I I I I I I I I I I I I I I i i i i ¦ ... — ! T 1 1 1 1 1 1 -, Mil ГГГГГ1 111 I I I I I I -, -1 """[ — T 1 t 1 1 —\-- 1 1 1 c- -1 1 1 — h- -i--r-i-r r r-i i- -t--»--»-н -r- T I - 1 1 1 Nu. 1 I 1 1 1 1 LLL. 1 1 1 ггг< LLIJ 1 1 1 1 1 1 1 1 1 П Ы 1 1 Ti 1 1 1 1 M i i i i 100 500 1000 Рис. 3.39 Теплогидравлические характеристики теплообменника Тепловые и гидравлические характеристики одного из изготовленных теплообменников представлены на рис. 3.39 [3.47, 3.50]. Обследована область режимов, характерных для замкнутых контуров ЯЭУ (Re<1000), область, для которой нет надежных экспериментальных данных. Теплообменники такого типа использованы при создании замкнутого контура стендовой энергетической установки с машинным преобразованием энергии. Капельный холодильник-излучатель Для получения приемлемых коэффициентов полезного действия при преобразовании тепловой энергии в электрическую в энергетических установках с замкнутым контуром необходим отвод тепла вовне из низкотемпературной части цикла. Энергоотвод в космос осуществляется излучением с помощью устройств, называемых холодильниками-излучателями .
176 Глава третья Одним из наиболее важных требований к холодильнику-излучателю является его долговременная надежность в условиях метеоритной опасности. Этому требованию в полной мере соответствует концепция использования для энергоотвода радиационно охлаждаемых потоков монодисперсных капель. В простейшем случае капельный холодильник-излучатель (КХИ) состоит из генератора и заборника капельного потока. С помощью генератора осуществляется формирование потока монодисперсных капель горячего теплоносителя. На пути движения капель от генератора к заборнику происходит охлаждение рабочего тела. Холодный теплоноситель собирается в гидросборнике и направляется далее в рабочий контур. Преимуществами капельного холодильника-излучателя являются неуязвимость к метеорному пробою, минимальное тепловое сопротивление между теплоносителем и излучающей поверхностью, низкая удельная масса. Разработанные методы расчета подобных систем позволяют сделать вывод, что капельный холодильник-излучатель в широком диапазоне рабочих температур (от 300 до 900 К) за счет лучшего развития поверхности теплообмена и отсутствия необходимости ее бронирования в несколько раз превосходит по удельным характеристикам теплообменники, выполненные по стандартным технологиям (выигрыш в массе зависит от мощности и типа энергетической установки) [3.51, 3.52,3.53]. Возможность потенциального выигрыша в массе и объеме энергетических установок космического назначения, которую обещает использование капельного холодильника-излучателя, сделала необходимым решение ряда проблем, которые стоят на пути практической реализации такой системы и требуют детальной теоретической и экспериментальной проработки. К ним относятся: - создание конструкции, обеспечивающей генерацию потока монодисперсных капель жидкости с малой (менее 2') угловой расходимостью; - организация сбора капель в коллекторе, исключающая потери теплоносителя; - обеспечение радиационного отвода тепла от капельного потока в условиях микрогравитации и глубокого вакуума;
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 177 - выбор рабочего тела для КХИ, исходя из требования минимальных потерь при длительной эксплуатации установки. Современное состояние исследований указанных проблем позволяет создать экспериментальный модуль капельного холодильника-излучателя и провести его испытания в условиях микрогравитации и глубокого вакуума с целью подтверждения практической реализации концепции. Качество потока капель в значительной степени определяется качеством фильеры генератора - решетки с отверстиями, близкими по размеру к диаметру генерируемых капель. Фильеры модельных генераторов капель представляют собой диски диаметром 36 мм и толщиной 2-5 мм. Спроектированы и изготовлены различные варианты пластин генератора монодисперсных капель: с одним центральным отверстием, семью отверстиями с межцентровым расстоянием 4 мм и тринадцатью отверстиями с шагом 2 мм, расположенными на одной линии, а также фильеры с 25, 45 отверстиями с квадратной решеткой их расположения и некоторые другие. Диаметры отверстий - 200-350 мкм. Модуль капельного холодильника-излучателя включает: - генератор капель с модулятором акустических колебаний; - пассивный коллектор (заборник), обеспечивающий сбор капель и транспортировку теплоносителя в емкость для сбора рабочей жидкости; - систему подачи рабочего тела. В Центре Келдыша разработаны и изготовлены генераторы капель и пассивные заборники. Изготовленные генераторы капель были испытаны на экспериментальном стенде, имеющем вытеснительную систему подачи рабочей жидкости к генератору. Генератор капель представляет собой цилиндр из нержавеющей стали, с одной стороны которого находится патрубок для подвода рабочей жидкости, а с другой фильера генератора. В полости цилиндра перед фильерой генератора размещен источник колебаний, который питается от генератора звуковых сигналов. Наблюдение и контроль процессов распада струй на капли, осевой параллельности Движения капель осуществлялись визуально и с помощью измери-
178 Глава третья тельной системы, состоящей из цифровой видеокамеры SONY DSR-VX 700, видеопреобразователя Creative Video Blaster RT- 300 и ПЭВМ. Результаты испытаний генератора капель показали, что процесс распада струй на монодисперсные капли при частоте вынужденных возмущений потока рабочей жидкости, совпадающей с частотой спонтанного (естественного) распада струй, имеет стабильный и устойчивый характер. На рис. 3.40 представлены результаты испытаний одного из изготовленных генераторов капель. Разработаны и изготовлены также гидросборники, в основу которых заложен принцип пассивного сбора капель, позволяющий получить пленку, устойчиво (без разрывов) движущуюся по внутренней поверхности заборника и транспортирующую собранный капельный поток к перекачивающему насосу. Испытания этой конструкции гидросборника показали, что для капельных потоков, имеющих малую расходимость исходных струй, она может быть использована при создании модуля КХИ. Завершающие этапы наземной отработки модуля проводятся в вакуумной камере специального стенда (рис. 3.41). Вертикальная вакуумная камера имеет объем -56 м3, ее внутренние размеры: высота - 5,7 м, диаметр - 3,5 м. Вакуумная камера имеет боковые иллюминаторы на двух уровнях для наблюдений и съемки процессов и съемную верхнюю крышку, Рис. 3.40 Распад одиночной струи на монодисперсные капли при V = 1м/с, f =800 Гц, d = 0,25 мм
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 179 Рис. 3.41 Стенд с вакуумной камерой для испытаний капельного холодильника-излучателя
180 Глава третья на которой монтируются все части установки для испытания модуля КХИ. При испытаниях поддерживается вакуум 10~5-10~6 мм рт. ст. Длина пролета капель ~5 м. В Центре Келдыша разработана конструкция основных узлов моделей КХИ: генератора капель с модулятором акустических колебаний и пассивного коллектора (заборника), обеспечивающего сбор капель и их транспортировку в емкость для сбора теплоносителя. Для испытаний в условиях микрогравитации и глубокого вакуума разработаны и изготовлены вакуумные камеры моделей КХИ (МКХИ), предназначенные для размещения на борту космических аппаратов, в частности, модуля «Кристалл» орбитальной станции «Мир». В камеру (рис.3.42) встроены два генератора капель, коллектор капель и четыре иллюминатора, обеспечивающие видеосъемку рабочего процесса. Для обеспечения выполнения запусков МКХИ в автоматическом режиме создана система управления и защиты. Puc. 3.42 Вакуумная камера модели КХИ для космических экспериментов
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 181 Проект капельного холодильника-излучателя предполагает генерацию капель жидкости диаметром 150-350 мкм (жидкость с низким давлением насыщенного пара) в космическое пространство в виде слоя, охлаждение капель за счет радиационного излучения при их движении к заборнику и сбор капель в коллекторе для замыкания цикла. На все эти процессы существенно влияет уровень ускорений. В наземных условиях при изучении процессов в КХИ одновременное воспроизведение или моделирование условий микрогравитации и глубокого вакуума затруднительны, поэтому необходим космический эксперимент. Таким образом, цель космического эксперимента - исследование рабочего процесса в капельном холодильнике-излучателе в условиях микрогравитации и глубокого вакуума. Основные задачи - проверка эффективности работы генератора капель и системы сбора капель. В этой связи исследовался заборник капель, на поверхности которого для улавливания капель и их транспортировки к перекачивающему насосу использовалась тонкая движущаяся пленка штатного рабочего тела (того же рабочего тела, что идет на формирование потока монодисперсных капель). Космический эксперимент проводился на модели капельного холодильника-излучателя. Модель входит в состав аппаратуры «Пелена-2». Состав аппаратуры «Пелена-2»: 1) модель капельного холодильник-излучателя; 2) две видеокамеры; 3) автоматическая система управления и защиты; 4) кабельная сеть; 5) датчиковая аппаратура; 6) конструкция общей сборки; 7) средства подсветки; 8) кронштейны крепления подсветки и видеокамер. Основу модели капельного холодильника-излучателя составляет вакуумная камера, имеющая суммарную негерметичность не хуже 10 * л-мкм рт.ст./с, в которой воспроизводится рабочий процесс. Вакуумная камера включает:
182 Глава третья - блок генераторов капель с системами тепловой стабилизации; - блок заборника капель с системой тепловой стабилизации и устройством, обеспечивающим образование пленки на поверхности заборника; - конструкцию общей сборки с вауумноплотным объемом; - иллюминаторы. В модель капельного холодильника-излучателя входят также системы хранения и подачи рабочего тела. Время реализации циклограммы эксперимента - 104 с. Время обеспечения тепловой стабилизации установки -10 час. Аппаратура «Пелена-2» разработана и изготовлена Центром Келдыша с участием Ракетно-космической корпорации «Энергия». При разработке элементов конструкции аппаратуры были использованы результаты исследований по созданию потоков монодисперсных капель, полученные в МЭИ и НИИПМЭ МАИ, и сбору капель (НИИПМЭ МАИ). Аппаратура «Пелена-2» (рис.3.43) массой 115 кг (без видеокамер) была доставлена на орбитальный комплекс «Мир» грузовым кораблем «Прогресс-М» № 252. Рис. 3.43 Научная аппаратура «Пелена-2»
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 183 ч, Г у Рис. 3.44 . Командир экипажа С. Залетин проводит видеосъемку аппаратуры на борту ОС «Мир» (на фото: справа от него МКХИ) 28 мая 2000 г. на орбитальном комплексе «Мир» космонавтами С. Залетиным и А. Кал ери был выполнен эксперимент на аппаратуре «Пелена-2» по программе «Мир - целевые эксперименты» (рис.3.44). Проведено исследование процессов генерации потока монодисперсных капель, их движения и сбора применительно к созданию капельного холодильника-излучателя для космической энергетической установки. Такой эксперимент ставился в мировой практике впервые. В процессе эксперимента были воспроизведены все основные элементы, участвующие в организации рабочего процесса в капельном холодильнике-излучателе: - рабочее тело и начальный уровень его температуры (использовалось вакуумное масло ВМ-1С, которое по своим свойствам обеспечивает необходимые параметры космической энергетической установки, процесс преобразования энергии в которой построен по циклу Брайтона; начальная температура 350-400 К);
184 Глава третья - генераторы капель с системой тепловой стабилизации и источниками звуковых колебаний в рабочем теле для создания потока монодисперсных капель, диаметр капель 350 мкм; - заборник капель с движущейся по его поверхности жидкой пленкой для улавливания капель и их транспортировки к перекачивающему насосу. Начальная температура рабочего тела обеспечивалась его предварительным нагревом в системе хранения, а также нагревом и тепловой стабилизацией всех узлов модели: конструкции системы подачи и хранения рабочего тела (клапаны, трубопроводы, емкости хранения и др.), блоков генерации и сбора капель и т.д. В условиях невесомости прогрев жидкости затруднен - в ней работает только механизм теплопроводности, поэтому при нагреве использовалась система управления и защиты, обеспечивающая безопасный нагрев жидкости. Система нагрева и тепловой стабилизации включала 47 индивидуальных нагревателей общей мощностью -500 Вт и обеспечивала автономное циклическое включение и отключение каждого нагревателя в заданном интервале допустимых температур, исключающие перегрев рабочего тела и конструкции. Время тепловой стабилизации установки на борту комплекса «Мир» составило одиннадцать часов. По данным телеметрии в сеансе связи в реальном масштабе времени и по сообщениям космонавтов, заданная программой эксперимента циклограмма запуска была выполнена в полном объеме (рис. 3.45). В последующем сеансе связи была передана в записи информация с двух видеокамер аппаратуры с комментариями космонавтов. Из этой информации следует, что все элементы изучавшегося процесса реализованы. Зарегистрированы поток капель и устойчивая пленка жидкости на поверхности заборника (рис.3.46а, 3.466 [3.54]). В результате выполненных исследований, разработок, наземной отработки и испытаний на орбитальной станции «Мир» модели капельного холодильника-излучателя получены следующие основные результаты [3.54]: 1. Обоснованы конструкции генератора капель, обеспечивающего создание монодисперсного капельного потока (диаметр каналов изготовленных фильер - 350 мкм, форма сигнала вынужденных колебаний - меандр, частота ~ 1200 Гц), и пассивного заборни-
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 185 30 9 час 11'38" О" 9 час 12'29"\ ЭКГЗ откр. ' 9 час 12W ЭКГ2 откр 50 100 \9 час 1444" ЭКГЗ закр'ЭКГ2 закр. 150 Рис. 3.45 Изменение основных параметров рабочего процесса в аппаратуре «Пелена-2» по данным телеметрии в космическом эксперименте на борту ОС «Мир» (Рн - давление за насосом; Рвх давление на входе в насос; Ргк1, Ргк2 - давления на входе в ГК1 и ГК2; Рпз - давление в коллекторе пленки заборника; Тдт1, Тдт2 - температуры выходной торцевой стенки емкостей масла АК1 и АК2; Тдт3 - температура трубопровода на выходе из насоса; Тдт7, Тдт26 - температуры корпусов ГК1 и ГК2; Тдт4, Тдт5, Тдт6, Тдт25 - температура масла на входе в коллекторы ускорителя пленки, несущей пленки заборника, ГК1 и ГК2). На рисунке значения параметров представлены точками. Линии только формально указывают переход от одной точки к другой для данного параметра ка капель, на внутренней наклонной поверхности которого сбор падающих капель происходит на движущуюся по поверхности пленку той же жидкости, что и падающие капли. Оптимизированы материал, качество обработки поверхности, угол наклона поверхности заборника к потоку капель, форма канала и условия истечения жидкости, обеспечивающие образование устойчивой пленки на поверхности заборника. 2. Создана модель капельного холодильника-излучателя для исследования рабочего процесса в условиях микрогравитации и глубокого вакуума с соответствующей системой управления и защиты, обеспечивающей реализацию циклограмм подготовки и
186 Глава третья г.тмя капель ГК2 пленка на стенке заборника Рис. 3.466 Космический эксперимент. Пролет крупных фрагментов капли, образовавшейся на ГК1, и струй капель заданного размера (96 секунда циклограммы). Изображение с видеокамеры № 1 Рис. 3.46а Космический эксперимент. Установившееся течение пленки рабочего тела на стенке заборника капель. Взаимодействие капельных струй генератора ГК2 с движущейся пленкой заборника D8-49 секунды циклограммы). Изображение с видеокамеры № 2 проведения космического эксперимента в автоматическом режиме. 3. В условиях микрогравитации не отмечено неустойчивости течения пленки по внутренней поверхности заборника МКХИ и нарушения ее сплошности при взаимодействии с каплями. Полученные данные практически совпадают с данными наземных исследований и испытаний, что свидетельствует о слабом влиянии условий микрогравитации на этот процесс в разработанной конструкции заборника.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 187 4. В эксперименте на борту орбитальной станции «Мир» за генератором капель с однорядным расположением каналов в фильере (каналы располагаются в одной плоскости) создавался поток монодисперсных капель, который не отличался от потока капель, полученных в земных условиях. 5. За генератором капель с многорядным расположением каналов в фильере (квадратная решетка размещения каналов) получены струи капель заданного размера. Однако, при запуске в этом эксперименте существенно нарушались условия истечения жидкости из каналов фильеры генератора из-за нерасчетно медленного роста давления перед генератором, что привело в условиях невесомости к образованию толстой пленки на поверхности торца фильеры, которая затрудняла выход струй и приводила при ее разрушении к образованию крупных капель. Таким образом, в условиях невесомости и глубокого вакуума подтверждена правильность разработанной конструкции и работоспособность пассивного заборника капель с движущейся по его внутренней поверхности пленкой основного рабочего тела. Оптимизированные в наземных условиях материал, качество обработки, угол наклона поверхности заборника, форма канала и условия истечения из формообразующего пленку канала обеспечивают в условиях микрогравитации устойчивое течение пленки и сбор падающих на нее капель без нарушения ее сплошности (отсутствует разбрызгивание). Нормальная работа генератора капель с однорядной фильерой подтверждает правильность выбора частоты вынужденных колебаний для создания монодисперсного потока. Результаты работы генератора капель с многорядной фильерой показали, что для штатной работы генераторов такого типа следует уточнить форму выходного торца фильеры, ее материал, оптимизировать запуск и начальную скорость истечения струй из фильеры. Решение основных проблем организации рабочего процесса в КХИ позволит приблизить создание двигательно-энергетических установок большой мощности (солнечных с машинным преобразованием энергии, ядерных с машинным и термоэмиссионным преобразованием энергии). Только холодильники-излучатели с массовыми характеристиками, аналогичными характеристикам КХИ (при электрической мощности энергетической установки 10 МВт выигрыш в массе при использовании КХИ вместо традиционных трубчатых излучателей составляет -90 тонн [3.53]), позволяют сделать создание таких систем реальным.
188 Глава третья Подготовка реактора ЯРД к натурным испытаниям Производственно-испытательный комплекс [3.29] обеспечивает сборку узлов и реактора в целом, препарирование средствами измерений, доработку узлов и регулирующих органов по результатам промежуточных испытаний, испытания узлов изделия и комплексные сдаточные испытания реактора с определением полного набора характеристик, необходимого для прогнозирования теплового состояния конструкции на возможных режимах работы ЯРД и ЯЭУ. Комплекс ИТК-54 включает: - стапель испытаний изделия и основных узлов; - установку для исследования гидродинамических и тепловых характеристик узлов изделия; - производственный участок, позволяющий проводить доработку деталей и узлов, в частности, из специальных материалов (бериллий, гидрид циркония и др.); - сборочный участок; - участок препарирования изделия средствами измерений; - установку для тарировки газовых расходомеров; - установку для поэлементной отработки узлов изделия. В качестве рабочих тел при испытаниях использовались газообразные азот, воздух, водород, гелий, аргон, свойства которых соответствовали специальным требованиям. Максимальные параметры системы подачи при испытаниях на модельных режимах следующие: - расход азота - 15 кг/с, давление подачи - 32 МПа, - расход воздуха - 40 кг/с, давление подачи - 20 МПа. Продолжительность испытания - 4 мин. Объектами экспериментов являются изделия из бериллия, гидрида циркония и других спецматериалов, поэтому место проведения испытаний, чистота рабочих тел и система выхлопа удовлетворяют установленным санитарным требованиям. Полученные в результате гидродинамических испытаний данные используются для определения суммарных коэффициентов гидравлического сопротивления ?х каналов, узлов и блоков.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 189 В результате обработки экспериментальных данных определяется коэффициент гидравлического сопротивления тракта охлаждения изделия от одной полости, в которой измеряется давление, до другой Коэффициент ?' учитывает не только потери энергии на трение, но также и местные потери. Представим выражение C.72) в виде ВХ, ВЫХ: S/ соответственно, GfRT, где Рвх. и Рвых/ — соответственно, давление на входе в i-тый мерный участок и на выходе из него, dT - гидравлический диаметр, Ъ, - коэффициент гидравлического сопротивления, Т. - средняя температура рабочего тела на i-том мерном участке. В условиях моделирования течения на изделии, имеющем натурную геометрию и штатные по составу материалов узлы, удобно квадрат площади F2 ввести в коэффициент гидравлического сопротивления ?*, который в результате этой операции становится размерным 1 Ь j=l/?4 )• Введение коэффициента ?* позволяет отвлечься от значений расходонапряженности рабочего тела и соответствующих им значений площади проходного сечения в элементах тракта охлаждения и оперировать непосредственно величинами расходов G..
190 Глава третья По той же причине в качестве критерия моделирования можно использовать вместо числа Re отношение I Tjf J- Одинаковая для модельных и натурных условий зависимость ^ = /(Re) в данном случае принимает вид <^*=/ — На производственно-испытательном комплексе в полном объеме выполнена отработка и подготовка к натурным испытаниям двух реакторов - стендовых прототипов реактора ЯРД. На фотографиях (рис.3.47, 3.48, 3.49) представлены, соответственно, сборка отражателя и замедлителя реактора, одна из моделей системы охлаждения реактора в боксе стенда, реактор ИРЗГ'ИТ на стапеле комплекса. На рис. 3.50, 3.51, 3.52 представлены некоторые характерные результаты завершающих испытаний, выполненных на узлах и собранном реакторе и предназначенных для обеспечения контроля состояния системы охлаждения и прогноза теплового состояния реактора на режимах натурных испытаний. На рис. 3.50 приводится диаграмма гидродинамической настройки системы охлаждения бокового отражателя на заданное из условия надежного охлаждения распределение расходов рабочего тела (по оси абсцисс - число доработок блоков отражателя, состоящего из двенадцати сегментов). Результаты определения гидравлических ха- « о *~ ^ рактеристик блоков отражателя и Рис. 3.47 Сборка отражателя и замедлителя реактора ИРГИТ защиты в составе реактора ИРГИТ представлены на рис. 3.51, 3.52.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 191 Рис. 3.48 Гидравлическая модель реактора в боксе экспериментальной установки При гидродинамических испытаниях использовались штатные ТВС и гидроимитаторы ТВС, с помощью которых воспроизводилась геометрия соответствующих трактов охлаждения (кольцевые каналы в блоке защиты, замедлителе и днище). При измерениях использовались штатные отборы давления в изделии и были введены дополнительные
192 Глава третья Рис. 3.49 Реактор ИРГИТ на стапеле производственно-испытательного комплекса
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 193 измерения в области огневого днища. Дополнительные измерения необходимы для получения в результате исследований полного набора данных для расчета распределения давлений и расхода рабочего тела по тракту охлаждения аппарата. На замедлителе, отражателе, корпусе и блоке защиты наряду с входным и выходным давлением измерялись также перепады давления. Расход рабочего тела определялся с помощью критического расходомера, температуры газа измерялись термопарами. Полученные на произ- водствнно-испытательном комплексе результаты исследования теплогидравлических характери- 0 1 2 3 4 п Рис. 3.50 Диаграмма настройки каналов системы охлаждения бокового отражателя на заданное распределение расходов теплоносителя: 1+12 - номера каналов; п - число доработок стик реактора являлись исходными при определении режимов натурных испытаний реактора и контроля целостности его узлов после ис- §*. см4 9 8 7 6 5 t } А • • * * • + + • >• • - Данные ИТК-54 °1 д + - Данные «Байкал-1» х So :• i А •• S Ьрсо t 6 7 89 106 2 3 4 5 6 7 8 9107 2 3 4 5 6 Рис. 3.51 Зависимость ?* от G/\i для блока отражателя G/ц, см
194 Глава третья V, см-4 • • • ос • • - Данные ИТК-54 *|- Данные «Байкал-1» 1 G/\xt см 2 3 4 5 6 7 8 9 1(f 2 3 4 5 6 7 8 9 1q7 Рис. 3.52 Зависимость t* от G/\i для блока торцевой защиты пытаний. С использованием этих данных был предотвращен возможный отказ при первых натурных испытаниях реактора ИРГИТ. Результаты контрольных гидродинамических испытаний, выполненных после сборки первого реактора ЯРД на стендовом комплексе «Байкал», по блокам замедлителя и отражателя существенно отличались от данных, полученных на комплексе Центра Келдыша. В результате расчетного анализа с использованием данных, полученных на комплексе ИТК-54, было показано, что выявленное отличие связано с байпасирова- нием трактов охлаждения блоков замедлителя и отражателя (значительная часть рабочего тела не поступала в эти тракты, что существенно ухудшило бы условия их охлаждения). После коррекции сборочной операции стыковки блоков отражателя и замедлителя с огневым днищем гидравлические характеристики блоков отражателя и замедлителя пришли в норму и реактор успешно прошел огневые испытания. Таким образом, созданный производственно-испытательный комплекс в полном объеме обеспечивает подготовку реакторов ЯРД к натурным испытаниям и эксплуатации, разработанные методики гидродинамических настройки и испытаний обеспечивают контроль состояния конструкции и системы охлаждения ЯРД на всех этапах его создания.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 195 ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 3 3.1. Коновалов В А., Конюхов Г.В. Особенности физики и теплофизики реактора ИРГИТ. -Атомная энергия, 1992, т. 73, вып. 5. 3.2. Курчатов ИЗ., Доллежаль НА. и др. Импульсный графитовый реактор ИГР. - Атомная энергия, 1964, т. 17, вып. 6. 3.3. Крамеров АЛ., Шевелев Я.В. Инженерные расчеты ядерных реакторов. - М.: Энергоиздат, 1984. 3.4. Иевлев В.М., Конюхов Г.В., Борисов А.В. Об одном приближенном решении задачи переноса тепла в «пористых» системах. - Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1986, № 5. 3.5. Конюхов Г.В. Особенности теплофизики транспортной ядерной энергетической установки. - Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1991, № 5. 3.6. Павшук В А., Талызин ВМ. Динамические испытания ТВЭЛов и ТВС реакторов ЯРД на реконструированном реакторе ИГР: Тезисы доклада отраслевой юбилейной конференции «Ядерная энергетика в космосе». - Обнинск: МЭАП, 1990. 3.7. Конюхов Г.В., Петров AM. Экспериментальное определение коэффициентов переноса за системой параллельных каналов и в кольцевом канале сложной формы. - Инженерно-физический журнал, 1988, т. 55, № 6. 3.8. Борисов А.В., Конюхов Г.В., Петров АЛ. Ослабление местной закрутки газа в канале кольцевого сечения. - Инженерно- физический журнал, 1985, т. 48, № 4. 3.9. Конюхов Г?„ Петров АЛ., Смирнов ЮТ. К определению характеристик теплообмена в канале кольцевого сечения со спиральным оребрением. - Инженерно-физический журнал, 1985, т. 49, № 4.
196 Глава третья 3.10. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. - М.: Наука, 1978. 3.11. Лыков А.В. Методы решения нелинейных уравнений нестационарной теплопроводности. - Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1970, № 5. 3.12. Тихонов А.Н., Самарский АЛ. Уравнения математической физики. - М.: Наука, 1966. 3.13. Гринберг Г Д. Избранные вопросы математической теории электрических и магнитных явлений. - М.: Изд-воАН СССР, 1948. 3.14. Гухман АЛ. Интенсификация конвективного теплообмена и проблема сравнительной оценки теплообменных поверхностей. - Теплоэнергетика, 1977, № 4. 3.15. Chen B.H., Huang W.H. Performance-evaluation criteria for enhanced heat-transfer surfaces. - Int. Comm. Heat Mass Transfer, 1988, vol. 15, № 1. 3.16. Конюхов Г.В., Петров ЛИ. К определению эффективности теплообменных поверхностей в условиях конвективного теплообмена. - Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1990, № 3. 3.17. Кэйс В.М., Лондон АЛ. Компактные теплообменники. - М.: Энергия, 1967. 3.18. Калинин Э.К., Дрейцер ГЛ., Ярхо С А. Интенсификация теплообмена в каналах. - М.: Машиностроение, 1972. 3.19. Кирпиков В А*, Орлов BJC., Приходько В.Ф. Создание компактной поверхности теплообмена на основе идеи внесения в поток неоднородностей давления. - Теплоэнергетика, 1977, № 4. 3.20. Антуфьев В.М. Эффективность форм конвективных поверхностей нагрева. - М. - Л.: Энергия, 1966. 3.21. Стасюлявичюс И. и др. Исследование теплоотдачи в пакете продольно обтекаемых стержней специальной конструкции. - ИФПТЭ, АН Лит. ССР, 1971. 3.22. Субботин В.И., Ушаков ПА. и др. Гидравлическое сопротивление узких кольцевых каналов с дистанционирующими ребрами, навитыми по спирали. - ФЭИ, 1965. 3.23. Конюхов ГЛ., Борисов AJB. и др. Поля температур и особенности течения в ТВС: Научно-технический отчет / НИИТП, 1972.
Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 197 3.24. Лендис, Торсен. Трение и характеристики теплообмена в турбулентном закрученном потоке при наличии поперечных градиентов температуры. - Теплопередача, 1968, № 1. 3.25. Baines WJD., Peterson E.G. An Investigation of Flow Through Screens. - Transactions of theASME, 1951, vol. 73, № 5. 3.26. Прудников А.Г. Измерение интенсивности турбулентности и коэффициента диффузии турбулентного потока диффузионным методом на срезе трубы: Научно-технический отчет / НИИТП, 1955. 3.27. Минский ЕМ. Турбулентность руслового потока. - М.: Гидрометеоиздат, 1952. 3.28. Белогуров А.И., Конюхов Г.В., Рачук B.C. и др. Стендовый прототип реактора ядерного ракетного двигателя - реактор ИРГИТ. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV / Центр Келдыша, 1999, вып. I A47). 3.29. Коротеев А.С., Конюхов Г.В. Комплексы и базовые технологии Центра Келдыша для создания космических ядерных энергетических установок. - Центр Келдыша, 2000. 3.30. Хинце И.О. Турбулентность. - М„ 1963. 3.31. Трубчиков БЛ. - Труды ЦАГИ, 1938, вып. 372. 3.32. Конюхов Г?., Круглое ГА., Оводова В?. Экспериментальное исследование процесса в коллекторе смешения и гидравлического сопротивления твэла ЯРД: Научно-технический отчет / НИИ-1,1964. 3.33. Бетчелор Д. Теория однородной турбулентности. - М„ 1955. 3.34. Krebs L., Bremhoost К., Muller V. - Int. J. Heat Mass Transf., 1981, vol. 24, № 8. 3.35. Pao B.K., Дей Й. О турбулентных закрученных течениях. - Ракетная техника и космонавтика, 1978, № 16. 3.36. Скотт, Бартелт. Затухание закрученного течения в кольцевом канале при вращении жидкости на входе как твердого тела. - Теоретические основы инженерных расчетов: Труды ASME. Серия D, 1976, № 1. 3.37. Scott C.J., Rask D.R. Turbulent viscosities for swirling flow in a stationary annulus. - J. of Fluids Engineering: Transactions of ASME, 1973, vol. 95.
198 Глава третья 3.38. Wattendorf FX.A study of the effect of curvature on fully developed turbulent flow. - Proceedings of the Roval Society, 1934, vol. 148. 3.39. Адомайтис Й.Э.Й., Конюхов Г.В. и др. Гидродинамика потока в узких кольцевых каналах с тангенциальной подачей воздуха. - Труды АН Лит. ССР, серия Б, 1985, т. 4 A49). 3.40. Конюхов Г.В., Петровская В.П. К экспериментальному исследованию переноса тепла в пакете витых стержней: Научно- технический отчет / НИИТП, 1968. 3.41. Глесстон С, Эдлунд М. Основы теории ядерных реакторов: Пер. с англ. - М.: Изд-во иностр. лит., 1954. 3.42. Золотухин В.Г. Решение задач переноса излучения методом Монте-Карло: Препринт ФЭИ / Обнинск, 1967. 3.43. Марчук Г.И. Методы расчета ядерных реакторов. - М.: Госатомиздат, 1961. 3.44. Коновалов ВА., Прохоров ЮА. Особенности физики реакторов ЯРД минимальной тяги. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия ГУ / Центр Келдыша, 1973, вып. 18, ч. IV. 3.45. Мельников ДА., Пирумов У.Г., Сергиенко АА. Сопла реактивных двигателей. - Аэромеханика и газовая динамика. - М.: Наука, 1976. 3.46. Вибрации в технике. - М.: Машиностроение, 1981, т.6. 3.47. Конюхов Г.В., Петров А.И. К обоснованию эффективности теплообменных устройств. - Первая Российская национальная конференция по теплообмену, т. VIII: Интенсификация теплообмена. - Москва, 1994. 3.48. Конюхов Г В., Петров АЛ. К теплообмену в ядерном ракетном двигателе. - Инженерно-физический журнал, 1994, т. 67, № 1-2. 3.49. Коротеев А.С., Конюхов Г.В. Особенности теплообмена в транспортных ядерных энергетических установках. - II Минский Международный форум, т. X, Минск, 1992. 3.50. Конюхов Г?., Петров АЛ. Тепловые и гидравлические характеристики теплообменников для космической энергетики. - III Минский Международный форум, т. X: Тепломассообмен в энергетических устройствах и энергосбережение, часть I, Минск, 1996.
199 3.51. Koroteev A.S., Konjkhov G.V., etc. Development and test of the droplet radiator experimental model in microgravity and high vacuum. - Russian-American Symposium on «Science-NASA» program. Marshall center, Huntsvill, USA, Nov. 1997. 3.52. Конюхов Г.В., Коротеев АА. и др. Моделирование процессов радиационного теплообмена и массопереноса в теплообменных устройствах космического назначения на основе капельных потоков. - Инженерно-физический журнал, 1998, т. 71, № 1. 3.53. Конюхов Г.В., Баушев Б.Н. и др. Капельный холодильник- излучатель для космических энергетических установок. - ТУ Минский Международный форум, т. X, Минск, 2000. 3.54. Конюхов Г.В., Коротеев А.С., Семенов Ю.П. и др. Результаты исследования модели капельного холодильника-излучателя в условиях микрогравитации и глубокого вакуума на борту орбитальной станции «Мир» / Центр Келдыша, 2000.
200 Глава четвертая Глава четвертая НАТУРНЫЕ ИСПЫТАНИЯ ЯРД С ТВЕРДОФАЗНЫМ РЕАКТОРОМ Стендовая база для натурной отработки ЯРД Под натурными испытаниями ЯРД и их элементов мы понимаем, как отмечалось выше, комплекс исследований, объединенных одним общим признаком: натурным, то есть обусловленным реакцией деления ядер урана, характером тепловыделения. В связи с большой сложностью проблем, возникающих при организации таких испытаний, естественно стремление минимизировать объем этих работ, оставить им, по возможности, лишь проверочную, контрольную функцию, перенеся основную тяжесть отработки на предшествующие этапы. Тем не менее именно натурные испытания ЯРД оказываются столь масштабными и дорогостоящими, что поневоле составляют основную, определяющую часть в программе отработки двигателя. Стендовая база для натурных испытаний ЯРД включает (рис. 4.1): - ядерные реакторы-генераторы нейтронов, в потоке которых исследуется работоспособность конструкции элементов ЯРД, твэ- лов, ТВС, датчиков систем измерений и управления, фрагментов замедлителя, отражателя и др; - стенд для автономных испытаний реактора ЯРД, оборудованный системой подачи к объекту испытаний рабочего тела, а также системами управления, регистрации параметров испытаний, обеспечения безопасности и др.; - стенд для комплексных испытаний ЯРД, обеспечивающий максимальное соответствие режимов работы двигателя условиям его функционирования в составе космического аппарата.
Натурные испытания ЯРД 201 Испытательная база Стенд с реактором ИГР для кратковременных испытаний ТВС / / / Стенд с реактором ИВГ для длительных одиночных и групповых испытаний ТВС Стенд для испытаний ракетно-космического блока с ЯРД Стенд для испытаний реакторов и двигателей на жидком водороде Стенд для испытаний реакторов ЯРД на газообразном водороде Рис. 4.1 Состав базы натурных испытаний ЯРД Стрелками отмечена технологическая последовательность отработки. Пунктиром обозначено нереализованное строительство. Е2251 ~ стенды, входящие в состав испытательного комплекса «Байкал». Технологически замыкает программу наземных испытаний ЯРД специализированный стенд для комплексной отработки двигателя в составе ракетно-космического блока. В ходе разработки ЯРД в СССР была создана и оборудована вся необходимая для реализации программы стендовая база, за исключением последней позиции. Как отмечалось выше, разработка отечественных ЯРД базировалась, в отличие от соответствующей программы США, на концепции применения гетерогенных реакторов, что позволило сосредоточить основной объем натурных испытаний на автономной отработке ключевого узла реактора ЯРД - тепловыделяющих сборок и других элементов Двигателя, сокращая тем самым объем дорогостоящих испытаний реакторов и комплексных испытаний двигателей.
202 Глава четвертая Стояк центрального канала Графитовая пробка Верхняя крышка реактора Блоки верхнего отражателя Неподвижная (наружная) ампула Неподвижная часть активной зоны Графитовый экран Середина активной зоны а и у II Подвижная часть активной зоны Рис. 4.2 Активная зона реактора ИГР с установленной в центральном экспериментальном канале испытываемой ТВС (на рисунке - зачернена) Первым звеном в составе четырех построенных в СССР испытательных стендов для отработки ЯРД является (хронологически и технологически) стендовый комплекс с реактором ИГР (рис. 4.2, 4.3 - [4.1]). Комплекс, созданный в 1958-1961 гг., расположен на территории советского (ныне - Казахстан) Семипалатинского ядерного полигона, в 15-20 км от Опытного поля, где в 1949-1963 гг. проводились
Натурные испытания ЯРД 203 Рис. 4.3 Часть стенда испытательного комплекса ИГР, смонтированная на автоприцепе (трейлере) наземные и воздушные испытания ядерных боезарядов. В состав комплекса входят: - здание с импульсным реактором ИГР (более ранние названия - ДОУД-3, РВД); - технологические системы, обеспечивающие подготовку испытаний, приготовление и подачу к испытуемому объекту рабочего тела, а также азота, гелия и воды, измерение параметров испытаний и первичную обработку информации, послепусковое обслуживание реактора и экспериментального объекта; - здание, расположенное примерно в 600 метрах от реактора, в котором расположены пульты управления и сосредоточена основная часть аппаратуры управления испытаниями; - вспомогательные технологические и обеспечивающие системы. Испытания на стендовом комплексе ИГР проводились с использованием в выхлопной системе промежуточной емкости для временной выдержки прошедшего через ТВС рабочего тела перед выбросом его в атмосферу. В зависимости от режима испытаний время выдержки может варьироваться в пределах от нескольких часов до нескольких суток, что обеспечивает снижение активности выбрасываемого в атмосферу газа до допустимых уровней.
204 Глава четвертая Реактор ИГР (импульсный графитовый реактор - [3.2]) представляет собой гомогенный неохлаждаемый уран-графитовый реактор, работающий на принципе аккумуляции всей выделяющейся в процессе одного рабочего цикла тепловой энергии в материале активной зоны. В промежутках между циклами (обычно они составляют 20-50 и более часов) активная зона остывает до начальной температуры, после чего пуск реактора может быть повторен. В реакторах такого типа физической и конструктивной константой является произведение величины потока нейтронов на время работы. Конструкция реактора ИГР обеспечивает в центральном экспериментальном канале, где устанавливается испытуемая ТВС, интегральный флюенс нейтронов до 3-Ю16 1/см2, что при требуемом для испытаний уровне потока A-3I015 1/см2с ограничивает время единичного испытания в пределах 10-30 с. Несмотря на эти ограничения, испытания в реакторе ИГР позволяют получать обширную информацию о работе конструкции ТВС ЯРД как на стационарном, так и на переходных режимах. Вторая, третья и четвертая позиции базы, обеспечивающей испытания ЯРД и его элементов, сосредоточены в составе стендового комплекса «Байкал» [4.2], расположенного также на Семипалатинском полигоне в пустынной безлюдной местности, примерно в 40 километрах юго-восточнее комплекса с реактором ИГР (рис. 4.4). В состав стендового комплекса «Байкал» входят: - стенд (так называемое первое рабочее место) с реактором ИВГ; - стенд (второе-А рабочее место), обеспечивающий автономные испытания на газообразном рабочем теле (водороде) реакторов ЯРД; - стенд (второе-Б рабочее место) для комплексных испытаний ЯРД с использованием жидкого водорода, подаваемого в двигатель собственным турбонасосным агрегатом (оборудование стенда не завершено); - центральный пункт управления, в котором сосредоточены пульты управления испытаниями на всех стендах, аппаратура управления и регистрации параметров испытаний, дозиметрического контроля территории и воздушной среды;
Цагпурные испытания ЯРД 205 Условные обозначения - техническая зона - подстанции - жилой поселок _ объекты вспомогательного ия значения Д - водозабор Рис. 4.4 План-схема стендового комплекса «Байкал» и объектов инфраструктуры
206 Глава четвертая - технологические сооружения и системы, обеспечивающие под го- товку испытаний, газификацию и хранение рабочего тела и других используемых в испытаниях газов, послепусковое обслуживание реакторов и двигателей, дистанционную разделку и контроль фрагментов испытуемых объектов; - хранилища активного оборудования и могильники для захоронения высокоактивных отходов; - транспортно-технологические, энергетические и иные обеспечивающие испытания системы. «Байкал» - один из двух имеющихся в мире (второй - в США, в штате Невада) стендовых комплексов, предназначенных для натурных испытаний ЯРД и их основных узлов. Специфика района расположения комплекса обеспечивает возможность испытаний ядерно- и радиационноопасных изделий, а также возможность проведения работ с применением больших количеств газообразного и жидкого водорода. Сооружения и системы стендового комплекса «Байкал» сосредоточены в двух основных районах. В центральном населенном пункте полигона - г. Курчатове (Се- мипалатинск-21) расположены: завод по производству жидкого азота, пункт водозабора из реки Иртыш и станция водоподготовки, энергетическое и гаражно-складское хозяйство, объекты производственного, административного, жилищно-бытового и культурного назначения. Район основных технологических сооружений находится на расстоянии 65 км от г. Курчатова и включает: - площадку технической зоны, где расположен собственно испытательный комплекс (рис.4.5); - площадку объектов обеспечивающего назначения, удаленную от технической зоны на безопасное расстояние C км); здесь расположены жилищные и бытовые корпуса, ремонтные мастерские, санпропускник, стройрайон и другие объекты. Все площадки стендового комплекса связаны асфальтированной автодорогой, строительство подъездного (от г. Курчатова) железнодорожного пути не завершено. В качестве рабочих компонентов на стендовом комплексе используются газообразный водород, азот, дистиллированная вода. Жидкий водород поставлялся на испытания с завода в г. Чирчик (Узбекистан) в
Натурные испытания ЯРД 207 , Условные обозначения > I 1 действующие сооружения • I I и системы стенда строящиеся сооружения и системы (в 1980 г) ==== подземные туннели магистрали трубопровода И™ крановые пути Рис. 4.5 План-схема площадки технической зоны стендового комплекса «Байкал»: 1 - траншея для захоронения неактивных отходов; 2, 4, 9 - пожарные резервуары воды; 3 - испытательный корпус; 5 - хранилище транспортно-технологического оборудования; 6 - хранилище радиоактивных отходов; 7 - центральный пункт управления; 8 - вторая очередь строительства центрального пункта управления; 10 - вентиляционный центр; 11 - контрольно-пропускной пункт; 12 - технологический корпус энергосистем; 13 - станция газификации водорода и азота; 14 - площадка дренажей водорода и азота; 15 - подземные хранилища водорода и азота; 16 - балонная станция командного и управляющего азота; 17 - емкости метана; 18 - станция газораспределения; 19 - высоконапорные емкости дистиллата; 20 - подземная емкость дистиллата; 21 - емкости азота и гелия; 22 - баллоны водорода аварийного охлаждения; 23 - хранилище и станция подготовки жидкого водорода. железнодорожных цистернах, газификация водорода и азота производится непосредственно в технической зоне (куда компоненты доставляются с конечной железнодорожной станции в автомобильных цистернах). Газообразный водород накапливается в двух подземных (на глубине около 150 м) сферических емкостях, азот - в одной. Емкости имеют параметры: объем 900 м3, максимальное давление - 34 МПа. Планировка испытательной площадки выполнена с промежутками между сооружениями, обеспечивающими выполнение норм радиационной, по- жаро- и взрывобезопасности. Основные сооружения соединены подземными пешеходными и коммуникационными тоннелями. «Чистые» объек-
208 Глава четвертая Рис. 4.6 Вертикальный разрез главного испытательного корпуса стендового комплекса «Байкал»: I - помещение досборки и подготовки к испытаниям ТВС, реакторов и двигателей; 2, 3 - операторские помещения; 4 - рабочее место (стенд) для испытаний реакторов; 5, 9 - съемные надреак- торные сооружения; 6 - рабочее место (стенд) для испытаний двигателей; 7,10 - подреакторные технологические помещения; 8 - помещения для контрольно-измерительной аппаратуры; II - «горячая» камера для разборки испытанных ТВС; 12 - отделение «горячей» разборки реакторов и двигателей ты стендового комплекса (центральный пункт управления, вентиляционный блок, газификаторная станция, технологический корпус) сосредоточены в северной части технической зоны, вне сектора планируемого распространения радиоактивных продуктов. Главный испытательный корпус (рис. 4.6) - трехэтажное сооружение заглубленного типа, выполненное из монолитного железобетона. Верхнее перекрытие, расположенное выше уровня земли, имеет толщину до 2 м и обеспечивает защиту персонала и оборудования от ядерных излучений в межпусковой период (во время проведения испытаний персонал в этом сооружении отсутствует, управление пуском ведется дистанционно из центрального пункта управления, отстоящего от испытательного корпуса на 300 м). В составе испытательного корпуса находятся первое, второе-А и второе-Б рабочие места с комплексом автономных систем, «горячие» камеры разборки и дефектации узлов реактора после испытаний, местные пульты управления, системы измерений, управления, обеспечения взрыво- и пожаробезопасности и др.
Натурные испытания ЯРД 209 Испытуемые изделия устанавливаются на рабочих местах вертикально соплами вверх. Испытания реакторов на стендовом комплексе «Байкал» проводились в 70-х - 80-х гг. XX века с открытым выхлопом рабочего тела в атмосферу. Такой способ испытаний приводит к образованию радиоактивного облака и выпадению на территорию технической зоны и прилегающего района радиоактивных осадков. Открытый выхлоп ограничивает частоту пусков и ставит проведение испытаний в зависимость от погодных условий. Надо, однако, отметить, что при реализации первой программы отработки ЯРД в СССР эти ограничения не были слишком жесткими, вследствие чего намеченные планы осуществлялись без длительных перерывов. В дальнейшем, при возобновлении работ по созданию ЯРД, стендовый комплекс неминуемо должен быть оборудован закрытой выхлопной системой (ее различные варианты исследованы), стоимость которой сравнима с затратами на строительство всех сооружений технической зоны. Проект главного испытательного корпуса выполнен таким образом, что реактор ИВГ устанавливается на первом рабочем месте в массиве верхнего перекрытия, выполняющего, кроме иных, функцию радиационной защиты, а реакторная часть аппарата 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ) располагается на втором-А рабочем месте (рис.4.7) выше уровня верхнего перекрытия. Поэтому с целью снижения радиационного воздействия работающего реактора на строительные конструкции и стендовое оборудование реактор аппарата 11Б91-ИР-100 окружен тепловой защитой, выполненной в виде цилиндрической емкости, заполненной водой. После завершения очередного испытания аппарата рабочее место с помощью мощного козлового крана укрывается тяжелой биологической защитой и съемным перекрытием, образующим в межпусковой период над реакторную часть испытательного бокса. Одной из важнейших характеристик стендового комплекса является его пропускная способность, именно она определяет технологическую длительность отработки двигателей. Основными факторами, ограничивающими частоту испытаний, являются радиационные условия испытаний: загрязнение территории радиоактивными осадками, активация грунта, строительных конструкций и стендового оборудования. Применительно к условиям, существовавшим в 70-е - 80-е
210 Глава четвертая Рис. 4.7 Второе-А рабочее место стендового комплекса «Байкал»: 1 - блок биологической защиты, закрывающей реактор в период между испытаниями; 2 - защитное противоактивационное кольцо; 3 - охлаждаемый водой бак тепловой защиты; 4 - теплозащитные экраны; 5 - крышка блока биологической защиты; 6 - реактор 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ); 7 - установочный механизм стенда; 8 - опорное силовое кольцо годы XX века, предельная частота пусков не должна была превышать 2-3 пуска в год на проектной мощности реактора ИВГ и 12-17 пусков в год при максимальной тяге реактора или двигателя тягой 36 кН. Столь интенсивный темп испытаний не был реализован, а в будущем такие (или даже более высокие) частоты пусков могут быть обеспечены при условии применения закрытого выхлопа.
Натурные испытания ЯРД 211 Испытания модельных ТВС в реакторе ИГР Первый опыт исследований ТВС ЯРД в нейтронном потоке реактора относится к началу 60-х годов. Тепловыделяющая сборка как главный элемент двигателя, преобразующий ядерную энергию деления урана в тепловую и передающий последнюю рабочему телу, является его наиболее конструктивно сложным и теплонапряженным узлом. Поиск оптимальных вариантов конструкции этого узла требует непрерывной экспериментальной проверки предлагаемых конструктивных и технологических решений в натурных условиях. Поисковые работы конца 50-х годов привели к созданию конструкции так называемых модельных ТВС ЯРД (их конструктивные и иные особенности рассмотрены в главе 3), модельных в том смысле, что эти ТВС не являлись узлами проектируемого реактора или двигателя, а были экспериментальными объектами, предназначенными для обоснования выбора материалов и конструктивных форм тепловыделяющих элементов, теплоизоляции, корпуса, вспомогательных деталей, измерительных средств и ТВС в целом. Реакторным испытаниям ТВС предшествовал комплекс теоретических и экспериментальных исследований термопрочности, прочности, совместимости теплофизических и диффузионных характеристик выбранных или специально созданных материалов ТВС на установках с омическим нагревом образцов, а также с нагревом их газом в низкотемпературном плазматроне. Создание в 1961 г. реактора ИГР впервые открыло возможность исследований материалов и параметров рабочего процесса ТВС при моделировании условий их натурной работы. Само моделирование при этом было неполным, частичным, и ограничения сводились к следующему: 1. Из основных параметров рабочего процесса наиболее полно воспроизводятся при испытаниях в реакторе ИГР натурные состав, температура и давление рабочего тела, температура материала твэлов, гидравлический диаметр канала, пористость нагревательной секции, расход ©напряженность ТВС. 2. Для достижения требуемых значений тепловых потоков от твэлов к рабочему телу (а, следовательно, температур поверхности твэлов и температурных перепадов внутри него) и необходимого
212 Глава четвертая /~< уровня расходонапряженности g = — (G - расход рабочего тела, д S - площадь проходного сечения ТВС) следовало изготавливать ТВС с увеличенной до двух раз (в сравнении с оптимальной для двигателя) концентрацией делящегося вещества. Однако при этом приходилось считаться с тем, что внесение увеличенных количеств урана в материал активной зоны реактора может привести к изменению его физико-химических свойств и, следовательно, к неверному толкованию результатов испытаний. 3. Если значения расходонапряженности и тепловых нагрузок в материале ТВС могут быть приближены к натурным путем применения увеличенных концентраций урана, то принципиально невоспроизводимым при испытаниях ТВС в реакторе ИГР оказывается ресурсное время работы ТВС. Единственной возможностью моделирования этого параметра является проведение многократных испытаний одного и того же образца. Но поскольку такой метод набора ресурсного времени связан с многократными нагревами и охлаждениями, то есть с более тяжелыми условиями, чем при длительной работе на неизменном режиме, а сопоставимость стационарных и резко переменных условий работ всегда является предметом не слишком продуктивных дискуссий, постольку результаты многократных кратковременных испытаний позволяют лишь приближенно судить о возможном ресурсе конструкции. Несмотря, однако, на указанные ограничения, испытания ТВС в реакторе ИГР позволяли в течение десятилетий разрешать многие важные вопросы, возникающие при разработке ТВС ЯРД, причем в ряде случаев ответы на эти вопросы не могли быть получены никакими другими способами. Цели испытаний ТВС ЯРД в реакторе ИГР обычно включают: - проверку стойкости выбранных материалов и защитных (антидиффузионных и антикоррозионных) покрытий твэлов в потоке рабочего тела при температурах до 3000-^3300 К и интенсивном нейтронном и у-облучении; получение и обоснование оптимальных температурных режимов работы твэлов на стационарном уровне мощности;
Натурные испытания ЯРД 213 - проверку работоспособности конструкционных деталей и узлов ТВС, методов соединения этих деталей, характеристик выбранных теплоизоляционных материалов; - получение экспериментальных данных об удельных параметрах ТВС, в частности, об удельном импульсе тяги; - получение экспериментальных данных о динамических характеристиках ТВС, об оптимальных режимах вывода ТВС на номинальный уровень мощности и расхолаживания при останове; - исследование эксплуатационных особенностей ТВС, в частности, определение степени выхода урана и осколков деления из твэлов в тракт рабочего тела; - разрешение возникающих методических и технологических вопросов. В течение всего периода реализации программы разработки ЯРД испытания в реакторе ИГР велись с высокой интенсивностью. Только в первом комплексе (три серии) испытательных работ в 1962 - 1964 гг. был проведен 41 пуск реактора ИГР, в ходе которых испытано 26 модельных ТВС различных модификаций. Каждой серии испытаний предшествовал этап так называемых физических пусков, в ходе которых отлаживались режимы работы реактора и уточнялись отдельные детали взаимодействия реактора и технологических систем обеспечения испытаний. Методика изучения вопросов, связанных с работоспособностью материалов и конструкции ТВС в реакторных испытаниях, основывается на анализе данных, полученных несколькими независимыми способами. Первый из них - метод непрерывного контроля состояния гидравлического тракта ТВС (до испытания, в ходе и после испытания). Даже незначительное отклонение в работе элементов конструкции ТВС вызывает изменение характеристик гидравлического тракта и, наоборот, все зафиксированные изменения характеристик гидравлического тракта свидетельствуют об отклонениях (которые, как правило, в дальнейшем развиваются) от нормальной работы. Другой метод основывается на анализе осколочной активности выхлопной струи прошедшего через ТВС рабочего тела. При этом наиболее информативным оказывается анализ активности таких продуктов деления урана, как ксенон и криптон. Степень нарушений в работе твэлов, ТВС и уровней активации выхлопной струи корреляционно связаны не только качественно, но и количественно.
214 Глава четвертая Третий метод изучения работоспособности конструкции ТВС основан на радиометрическом и радиохимическом анализе состава твердых продуктов, вынесенных из ТВС потоком рабочего тела и осевших на холодных частях выхлопного тракта. Правда, результаты, получаемые этим методом, больше характеризуют эксплуатационные особенности исследуемых ТВС, но, тем не менее, могут являться и качественным критерием работоспособности использованных в конструкции ТВС материалов. Наконец, еще один метод - наиболее прямой и наглядный - основан на результатах осмотра и физико-химических исследований элементов конструкции прошедших испытания ТВС в «горячей» лаборатории. Важным методическим инструментом, специально созданным в период подготовки испытаний ТВС в реакторе ИГР, явились так называемые ампулы физических измерений (АФИ), в которых исследуемая ТВС заменялась имитатором - поглотителем нейтронов, а свободное пространство максимально заполнялось датчиками и устройствами (включая неоднократно сменяемые в ходе одного пуска медные активаторы, термонейтронные детекторы, газовые активаторы и др.), позволившими детально обследовать картину распределения потока нейтронов в экспериментальном канале в различные моменты времени пуска. Что же касается технологии проведения конкретного испытания, то она сводится к следующему. Испытуемая ТВС устанавливается в центральном экспериментальном канале реактора внутри охлаждаемой водой металлической конструкции ампульного типа (рис. 4.8). После проверки готовности технологического оборудования, систем измерений, регистрации, автоматики и др. в ампулу начинает подаваться вода, а в ТВС - рабочее тело (в качестве такового при всех испытаниях использовался водород или водород с небольшими - 0,5-1,0% - добавками углеводородов). Затем из активной зоны реактора извлекаются пусковые стержни-поглотители нейтронов, что обеспечивает необходимую надкритичность и вывод реактора на требуемый уровень мощности. Далее в течение всего времени пуска (оно, напомним, составляет обычно 10-30 с) производится
Натурные испытания ЯРД 215 постепенный вывод из активной зоны по заданной программе еще одной группы стержней-поглотителей. Задача этой операции - компенсация проявляющегося в процессе нагрева активной зоны реактора отрицательного температурного коэффициента реактивности. Достаточной мерой, обеспечивающей в заданный момент времени прерывание цепной реакции, является прекращение движения компенсирующих стержней. В этом случае продолжающая возрастать температура активной зоны без каких-либо дополнительных действий приведет к переходу реактора в подкрити- ческое состояние. Иногда для останова реактора используется и быстрый ввод всех извлеченных стержней в активную зону. После окончания пуска и расхолаживания реактора испытуемая ТВС извлекается из экспериментального канала, выдерживается в течение нескольких суток или недель в хранилище с целью уменьшения активности, а Рис. 4.8 Модельная ТВС ЯРД затем с помощью дистанционно (<>™шний вид) дл* испытаний в реакторе ИГР управляемого оборудования помещается в защитный контейнер и транспортируется в «горячую» лабораторию для дальнейших исследований.
216 Глава четвертая Как отмечалось выше, первым реакторным испытаниям подвергались твэлы и ТВС различных конструкций. В их числе: - твэлы, выполненные в виде карбидных (ZrC+UC) или графитовых (C+UC) с покрытием из NbC витых двухлучевых стержней, каждый диаметром 2,2 мм и длиной 100 или 200 мм, при этом ТВС общей длиной около 500 мм набирается из трех или пяти секций, каждая их которых составляется из 7 стержней; - комбинированные ТВС, первые три секции которых выполнены из графитовых (двух-, трех- или четырехлучевых) стержней с покрытием, две другие секции - из стержней на основе карбида циркония; - твэлы, выполненные в виде девятнадцатиканальных графитовых шестигранных призм, поверхности которых, омываемые рабочим телом, покрывались тонким слоем карбида ниобия. В экспериментальных ТВС варьировались также конструкция и материал переходных (соединяющих секции) втулок, теплоизоляции, опорных выходных решеток и некоторых других деталей. На рис. 4.9 представлен в качестве примера фрагмент циклограммы одного из пусков, а на рис. 4.10 - характерный график изменения по длине активной зоны ТВС температуры рабочего тела и поверхности твэлов. Пилообразный характер диаграммы изменения температуры твэлов является следствием профилирования по длине ТВС концентрации урана (от начальной к выходной секции концентрация снижается, чтобы максимальный теплоприток к рабочему телу был обеспечен на первых секциях, а на последней при этом создается лишь небольшой тепловой поток, позволяющий максимально приблизить выходную температуру рабочего тела к предельной температуре материала твэла). На рис. 4.11 приводятся графики реализованных в некоторых экспериментах скоростей изменения температур, характеризующие степень нагружения материалов твэлов динамическими температурными воздействиями (как показали исследования, максимально допустимые скорости изменения температур для твэлов принятой конструкции не должны превышать значений 800 - 900 град/с). Измерение температуры рабочего тела на выходе из ТВС, достигающей 3000 К и более, представляет собой сложную техническую проблему, на рассмотрении которой стоит остановиться подробнее.
Натурные испытания ЯРД 217
218 Глава четвертая Ъ\ Таг, К ^ 3000 2000 1000 / / / / / / / / уу У^ q 10* $ I/I/O П к кал м2 час 9 8 7 6 5 4 3 2 1 Рис. 4.10 Изменение температуры рабочего тела (Тг - плавная кривая), температуры поверхности твэлов (Т^ - пилообразная линия) и теплового потока от твэла к рабочему телу (qs - ступенчатая зависимость) по длине модельной ТВС при испытании П-13 в реакторе ИГР. Длительность стационарного режима испытания - 39 с. На оси абсцисс обозначены номера секций модельной ТВС В качестве одного из средств измерений применялась установленная в газовом потоке за последней секцией ТВС высокотемпературная вольфрам-рениевая термопара. Однако на предельно высоких температурах ее показания были недостаточно надежны. В качестве дублирующего (а иногда, по необходимости, - основного) способа измерения температуры рабочего тела на выходе из ТВС использовался метод газодинамического термометра. Термометр представляет собой систему последовательно установленных на одном газовом тракте двух критических сопел, между которыми расположен теплообменник, где рабочее тело охлаждается до низких, надежно из-
Натурные испытания ЯРД 219 сГГ, К 0,4 0,в 1,2 1,6 2,4 2,8 3,2 3,6 х.с Рис. 4.11 Скорости изменения температур в некоторых пусках при испытаниях модельных ТВС ЯРД в реакторе ИГР меряемых температур (рис. 4.12). Для каждого из сопел можно написать известное соотношение, связывающее расход рабочего тела с параметрами критического течения в сопле: G = кр D.1) где G - расход рабочего тела; Ту Р - температура и статическое давление перед соплом; F - площадь критического сечения; R - газовая постоянная; g - ускорение свободного падения; п - показатель политропы. Так как расход рабочего тела на стационарном режиме одинаков для любого сечения газового тракта, то из совместного рассмотрения выражений D.1) для двух сопел получим следующее соотношение:
220 Глава четвертая ТВС 1 критическое сечение Теплообменник В выхлопную систему Рис. 4.12 Схема газодинамического термометра Р19 Р2, Т2 - измеряемые параметры, Тг - определяемый параметр D.2) где А =п\ п+\ Здесь индексы 1 и 2 относятся к параметрам, соответственно, первого и второго сопла. Пусть в первое сопло из ТВС поступает рабочее тело с высокой температурой. Пройдя затем теплообменник и охладившись до низкой температуры, оно проходит через второе сопло. Если прямое измерение температуры Тх затруднено, либо должно быть продублировано, то ее значение можно получить расчетным путем из D.2), если известны значения параметров, входящих в правую часть выражения D.2). Перепишем D.2) в удобной для расчета форме: D.3)
Натурные испытания ЯРД 221 где Т2, Pv P2 - измеряемые в процессе эксперимента параметры; Кт - коэффициент пересчета, получаемый в результате «холодной» тарировки газодинамического термометра; Кг - поправка, учитывающая линейное расширение сопла при нагреве; К2 - учитывает непостоянство состава рабочего тела в соплах; К3 - поправка, учитывающая теплообмен в сопле. При «холодной» тарировке термометра тракт рабочего тела продувается газом при нормальной температуре (истечение из обоих сопел должно быть критическим). Такая продувка целесообразна по ряду причин: 1) состав рабочего тела, показатели политропы можно считать постоянными для двух сопел (К2=1), 2) поля температур на входе в сопла оказываются равномерными и не меняющимися во времени; достаточно просто и точно можно определить значения температур, 3) К=\ и Kz=\. С учетом этих предположений из D.3) получаем: D.4) В результате «холодных» тарировок значения ^были получены с точностью 0,3%. Найдем теперь выражения для коэффициентов Кг и К2: где F* t - площадь критического сечения первого сопла при температурах натурных испытаний; Fk 1 - та же площадь при температуре «холодных» тарировок. ^=ll+yl -l+4yf D.5)
222 Глава четвертая где —- - относительное изменение радиуса сопла вследствие линейного расширения; — =OLt; D.6) t - избыточная средняя по сечению температура материала стенки сопла; а - коэффициент линейного расширения материала сопла. )-r.dr; D.7) Г2 ~Г\ Гх г2, гх - соответственно внешний и внутренний радиусы корпуса сопла; t=tK-tn - избыточная температура в данной точке стенки сопла; tHa4, tK - температуры в данной точке стенки сопла до и после нагрева, соответственно. Из D.6) и D.7) получаем выражение для относительного радиального перемещения на внутренней поверхности сопла Лг 2а ) ~ = ;Т^'ГГ'Г'"Г- D.8) М Г2 Г\ гх При установившемся потоке тепла через стенку трубы U -U г tr=tx-^—2--In-, D.9) Л Г\ где t2> tx - избыточные температуры на внешнем и внутреннем радиусах корпуса сопла. Подставив D.9) в D.8) и проведя интегрирование, получим выражение для расчета -^:
Натурные испытания ЯРД 223 Лг D.10) Температуры t г и 12 устанавливаются в результате расчета охлаждения сопла. Кх определяется из D.5) с использованием соотношения D.10). При Кг=К3=1 из D.3) можно получить: к=с. D.11) Для каждого момента времени испытаний правая часть выражения D.11) является известной постоянной С. D.12) Состав рабочего тела (R2, n2) при низких температурах задан. Путем термодинамических расчетов устанавливаем для известного давления перед соплом Рх зависимость R=R(T) и п=п(Т). Затем методом последовательных приближений можно определить температуру Тх и соответствующий ей состав рабочего тела при заданном давлении Рх таким Т образом, чтобы комплекс —— равнялся С. Полученная таким спосо- К2 бом температура Тх не учитывает изменение состава рабочего тела в процессе истечения через первое сопло, поэтому следовало бы ввести соответствующую поправку. Однако расчеты показывают, что эта поправка на порядок меньше К2 для характерных режимов испытаний ТВС в реакторе ИГР.
224 Глава четвертая Применительно к принятой конструкции сопел модельной ТВС и условиям испытаний расчетная величина Х3=1,01. Погрешность измерения температуры Тх газодинамическим термометром складывается из следующих частей ЬТх=ЬТъ+ЬТХр, D.13) где 8Г1э - погрешность, определяемая точностью измерений параметров испытаний (Р19Р2, Т2), а также качеством и числом «холодных» тарировок для каждого изделия, дТ1э =5Г2 +28Pt +25P2 +8КТ; D.14) 8Г1р - погрешность в температуре Tv связанная с неточностью методик расчета состава рабочего тела, температурной деформации сопла и теплообмена в сопле, Щр=ЬКх+ЬКг+ЬКг. D.15) Для 5^т получим следующее выражение: 8КТ =57; +5Г2 +25Г2 +25^ +28Р2. D.16) В D.16) Р]9 Tv Pv T2 - параметры рабочего тела в «холодных» тарировках газодинамического термометра перед первым и вторым соплом, соответственно. Если измерение давлений перед первым и вторым соплом выполняется с точностью 0,2% и температура рабочего тела измерена с точностью до 0,1%, то ожидаемая погрешность при одном измерении 8Л>=1%. Для каждого изделия проводилось шесть измерений на трех режимах испытаний, в результате обработки которых определялось значение Кт. Средняя квадратичная ошибка для ряда модельных ТВС составляла 8ЛГт=0,3%. В исследованиях на реакторе ИГР давления рабочего тела Р2 и Рх измерялись с точностью 0,2%, а температура рабочего тела перед вторым соплом с точностью до 0,1%, поэтому 8Г1э= 1,2%. Погрешность ЪТХ зависит от параметров (Гх, PJ и рода рабочего тела. Для одного из испытаний модельных ТВС в ИГР 1^=1,017, ^2=0,9259, К3=1,01. Если мы ошибаемся при расчете деформации сопла, например, на 20%, то 8^=0,33%. При этом 8АГ3=0,2%. Нако-
Натурные испытания ЯРД 225 нец, если К2=195%, то 5Г1р=2%. Погрешность измерения температуры Тх газодинамическим термометром может составлять, таким образом, 3-*4%. Точность измерения может быть повышена улучшением качества измерений в процессе испытаний, а также уточнением методик расчета. В целом уже первый комплекс испытаний в ректоре ИГР подтвердил расчетные и экспериментальные предположения о возможности нагрева водорода (или водорода с небольшими добавками метана) до 3000-3100 К в ТВС с описанной выше конструкцией активной зоны. Дальнейшие испытания конкретизировали этот вывод применительно к другим конструкциям, иным условиям и режимам работы ТВС. Испытания ТВС и блоков активной зоны в реакторе ИВГ Следующим после петлевых испытаний методическим этапом отработки ТВС ЯРД стал этап натурных групповых испытаний ТВС в реакторе стационарного действия. В качестве такого аппарата Институтом атомной энергии им. И.В. Курчатова был предложен в 1965 г. стендовый экспериментальный реактор ИВГ-1. Помимо отработки ТВС и элементов активных зон ЯРД различной размерности, он был призван выполнять функцию стендового прототипа ЯРД средней мощности B00-400 кН тяги) - [4.3]. Подобная комплексность позволяла параллельно решать задачи, свойственные различным направлениям развития ЯРД, и существенно экономила время и средства. Аппарат ИВГ-1 (рис. 4.13, 4.14) представляет собой гетерогенный газоохлаждаемый реактор с водяным замедлителем и физически бесконечным бери л лиевым отражателем. Конструкция его состоит из стационарной и сменной частей. Стационарная часть включает корпус реактора 1 с крышкой 2, отражатель 7, барабаны регулирования мощности 3, блоки биологической защиты 6, экраны 8. Сменная часть активной зоны содержит центральную сборку 9 с комплексом тридцати технологических каналов (ТК) 5 и центральным каналом 4. Исследуемые ТВС ЯРД могут располагаться как в составе группы ТК, так и
226 Глава четвертая в центральном канале, где благодаря окружающему канал бе- риллиевому вытеснителю может быть обеспечен увеличенный при- мерно в 2 раза по сравнению со средним по сечению поток тепловых нейтронов, что позволяет испытывать установленную в центральном канале ТВС при форсированных (вплоть до разрушающих) нагрузках [4.3]. Использование в стендовом прототипе ЯРД вместо гидрид- циркониевого замедлителя воды (близкой к гидриду циркония по ядерно-физическим свойствам) расширяет экспериментальные возможности реактора, позволяя производить замену исследуемых блоков без конструктивных доработок, и увеличивает надежность эксплуатации реактора. Началу испытаний ТВС предшествовали физический пуск A972 г.), а затем - энергетический пуск A975 г.) реактора ИВГ, подтвердившие расчетные данные о его нейт- ронно-физических и теплотехнических характеристиках. Вслед за ними в 1976 г. были проведены два пуска реактора (ИП-1 и ИП-2), позволившие наряду с изучением параметров реактора начать решение широкого комплекса исследовательских задач. Так в Рис. 4.13 Продольный разрез реактора ИВГ (пояснение обозначенных позиций - в тексте)
Натурные испытания ЯРД 227 Рис. 4.14 Поперечный разрез реактора ИВГ пуске ИП-2 в центральном канале впервые проводились испытания на близком к номинальному режиме ТВС экспериментального ЯРД тягой 36 кН. Диаграммы изменения основных параметров в ходе пуска ИП-2 представлены на рис. 4.15. Впоследствии реактор был реконструирован (его модификация обозначается как ИВГ-1М) с переходом на замкнутое водяное охлаждение активной зоны. Проектные характеристики реактора ИВГ-1М приведены в таблице 4.1.
228 Глава четвертая Режим 2 Режим 3 Ре ми и 4 Ретин 5 /If МВт 250 200 /50 1UU 50 0 Г К ¦2000 /500 //У)/} IWU -500 . 0 Sfi V Рис. 4.15 Диаграмма изменения некоторых параметров в пуске ИП-2 реактора ИВГ Таблица 4.1 Параметр Номинальная тепловая мощность, МВт Максимальный поток тепловых нейтронов, I/cm^c Размеры петлевого канала, мм внутренний диаметр высота активной части Длительность непрерывной работы реактора (исходя из ограничений по стендовым системам), ч Значение 72 5-Ю14 164 800 2
Натурные испытания ЯРД 229 Всего в период 1975-1988 гг. было проведено 30 пусков реактора ИВГ, в которых испытаны 4 опытные активные зоны, более 200 газо- охлаждаемых ТВС ЯРД. Испытания ТВС в реакторе ИВГ практически полностью снимают проблему временных ограничений, характерных для исследований в РВД. В ходе этих работ оказалось возможным изучить ряд процессов, принципиально невоспроизводимых на предыдущем этапе, таких, как влияние на характеристики ТВС явлений ползучести, коррозии и эрозии материала, интегральных доз облучения и др. Эти процессы изучались в условиях, близких к номинальным по мощности и температурным нагрузкам, величинам флюенса нейтронов и времени работы, динамическим воздействиям на переходных режимах. При анализе результатов испытаний твэлов и ТВС ЯРД в реакторе ИВГ получили подтверждение сделанные еще на этапах предреак- торных исследований выводы о необходимости отказа - из-за высокой нестабильности свойств применяемых для изготовления твэлов хрупких карбидных материалов - от классических теорий прочности и термопрочности в пользу использования вероятностных методов прогнозирования работоспособности твэлов [4.4]. Вместе с тем реакторные испытания позволили установить, что в большинстве случаев наблюдаемое в ходе их поверхностное либо сквозное растрескивание ке- рамическх твэлов (рис. 4.16, 4.17) не приводило - благодаря конструктивным особенностям собранного в обойму тепловыделяющего пакета - к изменению гидравлических и энергетических характеристик ТВС. Последний вывод, правда, нуждался в подтверждении большим статистическим материалом, который до завершения программы разработки ЯРД в СССР A989 г.) получить не удалось. Тем не менее комплекс исследований, проведенных на реакторе ИВГ, позволил: - подтвердить правильность осуществленного на предшествующих этапах выбора конструкционных материалов твэлов и ТВС; - подтвердить работоспособность разработанных конструкций ТВС ЯРД в среде водорода в определенных техническим заданием пределах; - исследовать физические и теплотехнические характеристики ТВС и элементов активных зон ЯРД;
230 Глава четвертая Рис. 4.16 Функции распределения обломков по длинам при растрескивании стержневых карбидогра- фитовых твэлов: П, ¦ - база 10 мм; А, А - база 20 мм; •, о - база 30 мм N \ \ \ • • V Рис. 4.17 Среднее расстояние между трещинами при термо- нагружении образцов твэлов: • - экспериментальные значения; _ - теоретическая кривая - изучить динамические свойства твэлов и ТВС ЯРД; - отработать методику и технологию подготовки и проведения реакторных испытаний, а также послепусковых исследований прошедших испытания объектов. Успешное проведение испытаний ТВС в реакторе ИВГ позволило приступить к осуществлению следующего этапа отработки - автономным испытаниям реактора ЯРД. Испытания стендового прототипа реактора ЯРД Стендовая отработка реактора ЯРД тягой 36 кН проводилась в составе специально спроектированного аппарата 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ), который, помимо собственно реактора, включал технологическую консоль, обеспечивавшую функцию радиационной защиты, а также стыковку объекта испытаний с оборудованием и стендовыми системами второго-А рабочего места испытательного комплекса «Бай-
Натурные испытания ЯРД 231 кал». Испытания включали этапы физического пуска реактора, холодной газодинамической настройки рабочих трактов, контрольного физического пуска, холодных гидродинамических испытаний, энергетического пуска, огневых испытаний, послепусковых исследований. Рассмотрим содержание этих этапов. Физический пуск Этот этап испытаний осуществлялся в две стадии: вначале - на стенде «Стрела^ Физико-энергетического института [4.5], затем - на стендовом 'комплексе «Байкал-1» [4.6]. Задачи физического пуска реактора включают: набор критической массы реактора и выведение его в критическое состояние, определение эффективности рабочих органов системы управления, регулирования и защиты (СУРЗ), измерение величины подкритичности и запаса реактивности реактора, определение функций распределения энерговыделения по длине, радиусу реактора и в единичных ТВС, измерение спектральных характеристик потоков нейтронов и у-квантов на поверхности и вблизи реактора, калибровку измерительной системы и органов управления реактора в единицах абсолютной мощности, сравнение экспериментальных и расчетных нейтронно-физических характеристик реактора. В ходе физического пуска реактор выводится на уровень мощности N=250-300 Вт (при решении отдельных задач - на уровень 1-5 кВт), то есть на такой уровень, когда измерительными средствами надежно контролируются все нейтронно-физические параметры внутри аппарата и вне его, но не происходит нагрева конструкции реактора и не требуется его охлаждения. Для измерений нейтронно-физических параметров при физическом пуске реактора ЯРД использовались, помимо стандартных внереактор- ных датчиков, семь разборных ампул физических измерений (подобных АФИ, впервые примененных при испытаниях ТВС в реакторе ИГР), оснащенных увеличенным числом внутриреакторных детекторов. 1фбочими органами СУРЗ реактора являлись 12 расположенных в отражателе поворотных барабанов, на боковой поверхности каждого из которых в сегменте с углом 120° были установлены поглощающие нейтрёны элементы на основе карбида бора. Барабаны имели возмож-
232 Глава четвертая ность вращаться на угол 180° от положения «Н-К», когда поглощающие элементы максимально удалены от активной зоны, до положения «-К», когда они к ней максимально приближены. Вращение барабанов обеспечивалось электроприводами с индивидуальным или групповым управлением и, кроме того, имелась возможность аварийного перевода барабанов в положение «—К» посредством механических пружин при обесточивании электроприводов. Скорость вращения барабанов в направлении «+К» составляла 8 град/с, в направлении «-К» - 16 град/с, время аварийного сброса - 0,3-0,4 с, что соответствовало нормативным требованиям, обеспечивавшим безопасные испытания и эксплуатацию реактора. Контроль критичности реактора в процессе установки тепловыделяющих сборок осуществлялся известным в физике реакторов методом обратного счета, обеспечивающим надежное соблюдение норм ядерной безопасности. Минимальная критическая загрузка реактора оказалась равной 33,4 ТВС. Остальные 3,6 ТВС (всего, напомним, в реакторе предусмотрена установка 37 ТВС) обеспечивали запас реактивности, необходимый для управления реактором, а также для компенсации температурных эффектов реактивности, выгорания делящегося материала, зашлаковывания активной зоны и отравления ее продуктами деления. Измеренная эффективность каждого из барабанов управления составила A,70±0,05) Р^. Суммарная эффективность всей группы барабанов (вследствие влияния взаимной интерференции она меньше произведения эффективности одиночного барабана на их количество) оказалась равной A6,6±0,9) pg^. Запас реактивности первого экземпляра реактора 11Б91-ИР-100 (при непрогретой активной зоне и отсутствии в ней рабочего тела) оказался равным D,6±0,6) Р , а подкритичность реактора при повороте всех барабанов в положение «-К» - A2,0±1,1) Рэфф. При взводе в положение «+К» трех барабанов аварийной защиты подкритичность составила 8,4 Рэфф Все измеренные значения оказались весьма близки к расчетным, что позволило в дальнейшем обеспечить необходимую управляемость реактора и ядерную безопасность при испытаниях и транспортно-технологических операциях. * Рэфф ~ доля запаздывающих нейтронов в общем нейтронном балансе, в исследуемом реакторе рэфф = 0,00748.
Натурные испытания ЯРД 233 Распределение энерговыделения по оси реактора (для всех ТВС), измеренное в относительных единицах, представлено на рис. 4.18. Оно не зависит от углового положения регулирующих барабанов. Что ясе касается распределения энерговыделения по радиусу реактора, то оно оказалось как зависимым от положения регулирующих барабанов, так и чувствительным к материальному составу каждой ТВС. С учетом увеличения реактивности реактора при разогреве активной зоны и заполнении ее рабочим телом на величину 1,17 р.. радиальный Эфф коэффициент неравномерности составляет -4,12, что хорошо согласуется с проектным значением. и 1,2 0,8 ОА Ч V О 10 20 30 40 Высота ТВС, см Рис. 4.18 Распределения энерговыделения по оси реактора 11Б91- ИР-100 (ИРГИТ) при повороте барабанов управления на различные углы (измерено в ходе физического пуска): • - 180°; 0- 120°; о - 105° В ходе калибровки измерительных систем измерялся поток нейтронов в центре активной зоны, а также на боковой поверхности корпуса реактора. В центре активной зоны плотность потока быстрых нейтронов, как и ожидалось, оказалась максимальной и составила 3,5-106 1/см2с на 1 Вт мощности. Результаты измерений спектров нейтронов на боковой и торцевой поверхностях реактора представлены на рис. 4.19. Там же представлен спектр у-квантов на боковой поверхности реактора. Все данные на этом рисунке отнормированы на 1 Вт мощности.
234 Глава четвертая to7 10* к? 0 а 0 t '0000i f 0 0 0 ( 0 *0 0 I 0 4 8 Рис. 4.19 Спектры у-квантов и быстрых нейтронов, измеренные в ходе физического пуска реактора: • - поток нейтронов на боковой поверхности; о - поток нейтронов на торцевой поверхности; 0 - поток у-квантов на боковой поверхности Физический пуск реактора подтвердил, таким образом, правильность использованных при его создании конструктивных решений, что позволило начать следующий этап подготовки аппарата 11Б91-ИР-100 к огневым испытаниям. Холодная газодинамическая настройка рабочих трактов реактора Методический подход к реализации этого этапа рассмотрен в главе 3. Как отмечалось, необходимость достижения максимального удельного импульса двигателя в условиях неустранимой, создаваемой физикой процесса неравномерности энерговыделения по сечению активной зоны реактора требует применения регулирующих воздействий на ха-« рактеристики тракта рабочего тела аппарата. Отметим, кроме того, дополнительные искажения энергораспределения, возникающие в свя- S зи с индивидуальными технологическими особенностями различных
Натурные испытания ЯРД 235 ТВС (отличия в величинах концентрации урана-235, гидравлическом сопротивлении проточной части, тепловом сопротивлении изоляционного пакета и др.)- Естественным способом нивелирования этих отличий, способом, позволяющим достигнуть максимального значения температуры нагрева рабочего тела в каждой ТВС, является соответствующее перераспределение расхода водорода по тепловыделяющим сборкам. Практическая реализация такого перераспределения и составляет суть газодинамической настройки рабочих трактов реактора. Схема охлаждения аппарата 11Б91-ИР-100 представляет собой разветвленную сеть параллельных и последовательных каналов сложной конфигурации. Напомним, что на этапе стендовой отработки реактор охлаждался двумя независимыми потоками рабочего тела (блок тридцати семи ТВС и, отдельно, корпус-отражатель-замедлитель), что придавало натурным испытаниям дополнительную маневренность - возможность замены в межпусковой период группы или всего комплекта ТВС, развязку теплового баланса и др. Одной из особенностей аппарата является наличие в нем большого количества щелевых каналов, расчет течения в которых затруднен из-за недостаточности экспериментальных данных по их гидравлическим характеристикам. Основой для настройки трактов аппарата являются поэтому результаты исследований характеристик трактов и настроечных элементов на специально созданных гидравлических моделях отдельных узлов аппарата. Схема реактора разбивается при этом на несколько участков (тракты охлаждения замедлителя, отражателя, корпуса реактора, технологической консоли аппарата, ТВС и технологических каналов), процессы в которых воспроизводятся на отдельных моделях с учетом граничных условий. Стыковка экспериментальных данных, полученных на отдельных моделях, проводится на комплексной гидравлической модели аппарата, в ходе исследований которой в широком диапазоне чисел Re и М уточняются коэффициенты гидравлического сопротивления круглых, оребренных и щелевых каналов, определяются поля скоростей в узловых точках схемы и распределение расходов по отдельным ее элементам, определяются характеристики регулирующих дросселей, устанавливаемых в проточной части.
236 Глава четвертая Указанные работы предшествуют комплексному гидравлическому исследованию аппарата, проводимому на специально созданном для этой цели стенде. В ходе продувок трактов измеряются расходы газа через систему щелевых каналов, температура газа, а также полное и статическое давления в избранных для определения расходонапряжен- ности точках. Такие исследования позволяют затем расчетным путем воспроизвести полную гидродинамическую и тепловую картину процессов в различных элементах аппарата, а также силовую схему на- гружения всех его узлов. Работы по газодинамической настройке рабочих трактов и комплексным газодинамическим испытаниям реактора составляют последний этап исследований аппарата 11Б91-ИР-100 перед его транспортировкой из европейской части страны на стендовый комплекс «Байкал». Контрольный физический пуск Реакторы 11Б91-ИР-100 транспортировались на стендовый комплекс «Байкал» в разобранном виде, поэтому одной из задач контрольного физического пуска (КФП) являлось выявление влияния разборки-транспортировки-сборки на нейтронно-физические характеристики реактора. С целью выяснения этого вопроса программой КФП предусматривается выполнение следующих работ: - загрузка реактора штатным комплектом ТВС; - определение баланса реактивности и уточнение характеристик регулирующих барабанов; - контрольные измерения энергораспределения по высоте и радиусу активной зоны; - градуировка измерительных каналов СУРЗ в единицах абсолютной мощности; - определение плотностных (при заполнении реактора рабочим телом) коэффициентов реактивности; - перевод управления реактором с временной на штатную стендовую СУРЗ; - радиационные исследования; - отработка технологического регламента энергетического пуска.
Натурные испытания ЯРД 237 Критическое состояние первого реактора аппарата 11Б91-ИР-100 на объекте «Байкал» достигнуто 17 сентября 1977 года. Общая загрузка урана-235 в реактор при этом составляла 7 кг, а конфигурация расположения регулирующих барабанов (с учетом вывода трех барабанов аварийной защиты в положение «+К») практически полностью совпала с ожидаемой, что свидетельствовало об отсутствии изменений нейтронно-физических характеристик реактора в ходе проведенных транспортно-технологических операций. Определенный при помощи аналоговых реактиметров «Санар» и ПИР-2М запас реактивности оказался равным D,6±0,2) Р , а под- критичность - 12 |3 , что также полностью совпало с ранее определенными значениями. Эффективность одиночного барабана A,68 р ) и группы барабанов по отношению к ранее измеренным значениям тоже не изменились. Контрольные замеры распределения энерговыделения (на основе определения активности продуктов деления в различных точках активной зоны) показали, что: - относительные энерговыделения в центральном канале, каналах первого, второго и периферийного рядов составляют 0,89; 1,05; 1,11; 0,92, соответственно; - энерговыделения в каналах периферийного ряда, расположенных вблизи взведенных в положение «+К» барабанов аварийной защиты, на 3% выше, чем в других каналах того же ряда; - максиальный коэффициент неравномерности энерговыделения равен 1,37; - радиальный коэффициент неравномерности составляет 1,11; - азимутальная неравномерность энерговыделения по сечению ТВС не превышает 14%. Для калибровки измерительных каналов СУРЗ в единицах абсолютной мощности использовалось несколько методов: - метод бета-гамма совпадений, основанный на измерении активации золотой фольги; - радиохимический метод определения количества ядер изотопа бария Ва-140; - метод анализа статических флуктуации тока ионизационной камеры с помощью специального анализатора ИАМ-2;
238 Глава четвертая - спектрометрический метод определения абсолютного содержания продуктов деления в твэле по интенсивности гамма-линий, измеренной с помощью полупроводникового детектора. В фиксированных положениях пусковых (используемых для контроля переходного процесса в начальный период пуска) и рабочих ионизационных камер калибровочные отношения составили 10~7 ампер/Вт и 10~12 ампер/Вт соответственно. Исследование плотностных эффектов реактивности при заполнении полостей активной зоны водородом или азотом до заданных давлений показали, что суммарный эффект при давлении 2 МПа составляет для азота -0,27 Рэфф, для водорода +0,39 Р^. При этом доля, обусловленная заполнением только ТВС, составляет -0,20 Р и +0,32 Рэфф, соответственно. Положительные результаты контрольного физического пуска позволили перейти к следующему этапу испытаний реактора. Холодные гидродинамические испытания Технологические процессы разборки-транспортировки-сборки реактора, препарирование его средствами измерений параметров пуска могут изменить состояние отдельных элементов аппарата (небольшие механические повреждения, изменение размеров некоторых каналов охлаждения, возникновение или изменение местных гидравлических сопротивлений в местах сочленения различных узлов и др.), что приведет к нарушению расчетной картины теплового нагружения реактора и возникновению локальных перегревов конструкции. Холодные гидродинамические испытания (ХГДИ) в качестве последней контрольной операции перед выводом реактора на рабочий уровень мощности призваны представить информацию по этим вопросам. В целях безопасности и экономии ХГДИ проводятся с использованием модельного рабочего тела (азота). В основу методики таких испытаний (она рассмотрена в главе 3) положено определение коэффициентов гидравлического сопротивления ^ различных трактов охлаждения аппарата и сравнение этих коэффициентов с определенными ранее в процессе холодной газодинамической настройки. Используя уравнения Бернулли
Натурные испытания ЯРД 239 I л/И/ 2 1 л/W/ 2 lSd =c he. 1 , состояния ~- =K1 и не- ъ 2g d ^ 2g g J U J разрывности (G = yJVF) и введя значение приведенного коэффициента гидравлического сопротивления ? = —j (F- площадь переходного се- F чения канала), можно получить „. ЛрBРвх-Лр) где Ар - потери давления на исследуемом участке канала; /?вх- давление газа на входе в канал; G - расход рабочего тела; R - газовая постоянная; Т -температура. Измерив значения А/7, рвх, G и Т в необходимых точках рабочего тракта на различных режимах (в расчетном диапазоне чисел Re), можно получить зависимости ^* =/(Re) для отдельных элементов реактора и сравнить эти зависимости с ранее полученными в процессе газодинамической настройки. Для более детального обследования гидродинамической (а, следовательно, и тепловой) картины реактора аппарат 11Б91-ИР-100 оснащался перед проведением ХГДИ средствами измерений давления в дополнительных точках. Инструментарий ХГДИ оказался весьма действенным средством контроля состояния рабочих трактов не только перед огневыми испытаниями (все обнаруженные несовпадения коэффициентов гидравлического сопротивления с ранее полученными тщательно анализировались и причины несовпадений оперативно устранялись), но и в период между огневыми пусками. На всех этапах исследований реактора ЯРД ХГДИ являются базовым методом контроля, позволяющим (конечно, в сочетании с другими методами) давать обоснованные заключения и рекомендации по содержанию дальнейших этапов работ с конкретным изделием.
240 Глава четвертая Энергетический пуск Под энергетическим пуском (в отличие от физического) понимается первый вывод реактора ЯРД на уровень мощности, позволяющий осуществить нагрев конструкции реактора и рабочего тела в ТВС до близких к номинальным (или несколько более низких) температур. Энергетический пуск [4.7] первого в СССР реактора ЯРД (аппарата 11Б91-ИР-100) осуществлен 27 марта 1978 года. Его программой предусматривалось: - комплексное исследование работоспособности реактора, определение его нейтронно-физических и теплогидравлических характеристик; - комплексная проверка функционирования технологического оборудования и систем стендового комплекса; - отработка методики и технологии огневых испытаний реактора ЯРД; - исследование параметров радиационной обстановки на территории стендового комплекса и вне его. Реализация программы энергетического пуска первого реактора ЯРД осуществлялась в следующей последовательности (в дальнейшем эта технология с отдельными уточнениями стала канонической при испытаниях других экземпляров реакторов). Непосредственно энергетическому пуску предшествует примерно трехсуточный (при непрерывной сменной работе) подготовительный период, в ходе которого проводится подготовка к испытаниям реактора, стендовых систем и служб внешнего обеспечения (энергетика, транспорт, медицина, метеорология, радиационный контроль на близких и дальних - до нескольких сот километров от стенда - расстояниях и др.). После перехода от подготовительного к пусковому периоду и всеобщей проверки готовности систем и служб, обеспечивающих пуск, реактор выводится на минимально контролируемый уровень мощности (около 0,3 кВт) и начинается продувка ТВС и других рабочих каналов реактора азотом, а также проливка трактов охлаждения расположенного вблизи реактора стендового оборудования малым расходом воды. Через 40-50 минут, после очередной проверки нормативности функционирования всего комплекса, система подачи воды выводится на номиналь-
Натурные испытания ЯРД 241 ный режим, включаются специальные факельные устройства, обеспечивающие поджиг выхлопной струи водорода на выходе из реактора (для предотвращения возможности взрыва водородного облака в атмосфере), включается подача малого расхода водорода в каналы ТВС и тракты охлаждения реактора (корпус-отражатель-замедлитель), вслед за чем мощность реактора увеличивается (с периодом разгона 40-70 с) до так называемого стартового уровня (-700 кВт). После стабилизации достигнутого уровня (температура рабочего тела на выходе из ТВС при этом составляет 500-600 К) расход водорода по всем трактам увеличивается до номинального и мощность реактора с периодом 30-40 с поднимается до заданной рабочей величины. Продолжительность работы реактора на номинальной мощности определяется программой испытаний, в энергетическом пуске первого реактора ЯРД она составила -70 сек. При достижении заданной продолжительности номинального режима мощность реактора начинает плавно снижаться (автоматически либо воздействиями оператора), затем (~ через 20 с после начала снижения) ~ в 3 раза уменьшается расход рабочего тела, а еще через 3 минуты начинается расхолаживание реактора азотом (расходом -0,8 кг/с), продолжающееся около пяти часов. Достигнутая в первом пуске тепловая мощность реактора (ее значение определялось несколькими независимыми способами) составила 24±3 МВт. Некоторые другие параметры энергетического пуска первого реактора ЯРД приведены в таблице 4.2 . Таблица 4.2 Параметр Расход водорода, кг/с через 37 ТВС через корпус-отражатель-замедлитель реактора Температура водорода на выходе, К из ТВС из отражателя Расчетный 0,95 1,65 1500 470 Реализованный 1,15 1,69 1510-1750 365
242 Глава четвертая Результаты анализа обширного массива информации, получаемой в процессе энергетического пуска, служат базой для определения программы предстоящих исследований. Данные энергетического пуска первого реактора ЯРД подтвердили правильность принятых при разработке аппарата 11Б91-ИР-100 конструктивных решений, свидетельствовали о нормальном функционировании всех систем стендового комплекса и служб обеспечения, что дало основания начать подготовку реактора и стендовых систем к дальнейшим этапам работ. Огневые испытания Огневые испытания - квинтэссенция программы отработки реакторов ЯРД, главная целевая точка многолетних усилий сотен специалистов, проявление в реальном деле главной функции сложнейшего стендового комплекса, материализация финансовых затрат на его строительство, на создание нестандартного оборудования, на монтаж и наладку уникальных стендовых систем, на подготовку кадров и составляющей многие тома организационно-технической документации. Это и проверка отлаженности схемы взаимодействия десятков участвующих в испытаниях организаций, и решение тысяч больших и малых вопросов, связанных с работой техники и взаимоотношениями людей. Стержневым документом, организующим подготовку первых огневых испытаний, являлась «Программа первой серии испытаний аппарата 11Б91-ИР-100 на стендовом комплексе "Байкал-1"». В качестве главной цели работ в ней определялись комплексная проверка работоспособности реактора и его узлов, проверка правильности конструкторских и технологических решений, принятых при проектировании реактора. В ходе проведения огневых испытаний решаются такие задачи, как: - исследование теплофизических и гидравлических характеристик элементов конструкции реактора (определение температурных полей и распределения давлений в замедлителе, отражателе, ТВС, изучение процессов запуска, останова, расхолаживания, определение состояния ТВС, других узлов и систем реактора после испытаний); - исследование нейтронно-физических характеристик реактора (запаса реактивности, температурных, мощностных и плотностных эффектов реактивности, динамических характеристик реактора и исполнительных органов системы управления);
Натурные испытания ЯРД 243 - определение величины выноса из ТВС урана и продуктов деления, изучение эффективности радиационной защиты, внутренней (на территории стендового комплекса) и внешней радиационной обстановки; - исследование работы оборудования и систем стендового комплекса, в том числе средств измерений и диагностики состояния реактора с помощью специально разработанных методов и аппаратуры (акустическая эмиссия, термонейтронные детекторы, спектральный анализ излучений реактора и др.). Характерной особенностью реактора ЯРД являются чрезвычайно высокие удельные энергетические параметры и динамические качества. Так, удельная тепловая мощность реактора составляет iV/Fa3=(l-5I03 МВт/м3 (N- тепловая мощность; V&a - объем активной зоны); среднемассовая температура нагрева рабочего тела Т=3000 К; расходонапряженность рТ^=150-300 кг/м2с (р - плотность, W - скорость). В процессе испытаний реактора на близких к предельным режимах не исключена в этой связи возможность отказа в работе его отдельных элементов и узлов. Поэтому одной из важных задач огневых испытаний является выявление возможностей ремонта аппарата в межпусковой период. Отметим, что эти задачи пришлось решать уже в ходе первых огневых испытаний. Так, перед вторым пуском была устранена возникшая негерметичность корпуса реактора (путем переварки одного из сварных швов), доработаны исполнительные органы регулирования (установлены дополнительные ограничители угла поворота регулирующих барабанов), система измерений (заменены некоторые датчики и преобразователи сигнала). Специально разработанные для этих работ технология и оборудование обеспечили их проведение без снятия реактора со стенда и при минимальном облучении персонала (в пределах 2-4-кратной суточной дозы, что во много раз ниже нормативов, предусмотренных для такого рода работ). Первый экземпляр аппарата 11Б91-ИР-100 прошел два огневых испытания - ОИ-1 C июля 1978 г.) и ОИ-2 A1 августа 1978 г.). Перед каждым огневым испытанием, помимо предусмотренных регламентом технологических работ на системах стендового комплекса, проводилось всестороннее обследование состояния исследуемого аппарата. Оно включало:
244 Глава четвертая - контрольный физический пуск (КФП); - холодные гидродинамические испытания (ХГДИ); - холодный пуск с применением в качестве рабочего тела азота (ХПА); - холодный пуск с применением в качестве рабочего тела водорода (ХПВ). Две последние работы (ХПА и ХПВ) имели целью получить комплексное представление о готовности к огневым испытаниям стендовых систем, реактора и персонала. Диаграмма изменения основных параметров на пуске ОИ-1 представлена на рис. 4.20. Применительно к огневым испытаниям была разработана методика, предусматривавшая многоступенчатый вывод реактора на номинальный режим. Так, в ходе пуска ОИ-1 реактор был выведен последовательно на контрольный уровень мощности C00 Вт), промежуточный уровень D0 кВТ), стартовый @,7 МВт), энергетический (то есть реализованный ранее в процессе энергетического пуска - 24 МВт) и, наконец, на заданный программой номинальный C3 МВт). Некоторые из этих режимов отражены на рис. 4.20. /о' to' ? 3 f г I i J Г / 'ssssA 4 / 1 f . Д M 1 и 3 \ \ \ \ 41 Я Рис. 4.20 Диаграмма изменения основных параметров испытания реактора 11Б91-ИР-100 при пуске ОИ-1: 1 - мощность реактора; 2 - расход рабочего тела, охлаждающего корпус-отражатель- замедлитель; 3 - расход рабочего тела через ТВС Общая продолжительность работы на номинальном уровне мощности составила около 90 с и была ограничена лишь наличным запасом водорода в стендовых емкостях. После окончания номинального режима проведено плавное снижение мощности реактора, а затем - плановое расхолаживание. Через 38 суток после пуска ОИ-1 проводились испытания ОИ-2. В межпусковой период осуществлены комплексное обследование состояния и описанный выше ремонт аппарата, регламентные работы на стендовых системах, а также предпусковые исследования: КФП, ХГДИ, ХПА и ХПВ.
Натурные испытания ЯРД 245 Диаграмма изменения параметров на пуске ОИ-2 представлена на рис. 4.21. В ходе этих испытаний была реализована программа, не предусматривавшая стабилизации мощности на энергетическом режиме, что позволило сократить время переходных процессов и расходование рабочего тела. Длительность номинального режима (N=42 МВт) составила около 90 с (ограничена запасом рабочего тела), после чего было проведено плановое снижение мощности и расхолаживание реактора. to9 0 1 3 $ 7 Рис. 4.21 Диаграмма изменения основных параметров испытания реактора 11Б91-ИР-100 при пуске ОИ-2: 1 - мощность реактора; 2 - расход рабочего тела, охлаждающего корпус-отражатель-замедлитель; 3 - расход рабочего тела через ТВС Проведенный после пуска ОИ-2 комплекс работ, включавший проверку герметичности реактора, аттестацию гидравлических характеристик проточных трактов, проверку критического состояния реактора, осмотр внутренних полостей и каналов с помощью телевизионной диагностической установки, дефектоскопию наиболее ответственных сварных швов, проверку функционирования регулирующих барабанов и др., показал, что реактор находился в удовлетворительном состоянии, позволявшем продолжить его испытания на более напряженных режимах. Тем не менее, учитывая уникальность полученной информации и целесообразность максимально глубокой оценки возможных изменений в мате-
246 Глава четвертая риалах и конструкции реактора после проведенных работ, первый аппарат 11Б91-ИР-100 решено было после пуска ОИ-2 со стенда снять, подвергнуть разборке, дефектации и детальным исследованиям, начав одновременно подготовку к испытаниям второго экземпляра аппарата. В таблице 4.3 представлены некоторые параметры номинального режима на энергетическом пуске (ЭП) и огневых испытаниях первого экземпляра реактора ЯРД [4.7]. Таблица 4.3 Параметр Мощность, МВт Длительность номинального режима, с Расход рабочего тела, и/с — через корпус-отражатель-замедлитель - через ТВС Средняя температура рабочего тела на выходе из ТВС, К Давление рабочего тела, МПа — на входе в корпус аппарата — на входе в ТВС — на выходе из ТВС Средняя температура материала, К — блоков замедлителя — блоков отражателя — корпуса аппарата (снаружи) Расход воды охлаждения технологической консоли аппарата, кг/с ЭП 24 70 1,72 1,18 1670 6,04 1,9 1,1 405 356 315 8 ОИ-1 33 93 3,23 1,46 2630 9,46 2,2 1,2 397 381 320 8,3 ОИ-2 42 90 3,51 2,01 2600 10,65 2,4 1,3 398 371 325 8,3 В дальнейшем по описанным выше технологической и методической схемам на стендовом комплексе «Байкал» были проведены натурные испытания еще двух экземпляров реактора ЯРД - № 2 и № 3. Так, в ходе испытания аппарата № 2 25 декабря 1981 года были
Натурные испытания ЯРД 247 достигнуты следующие показатели: мощность номинального режима - 63 МВт (длительность номинального режима - 38 с); расход рабочего тела через ТВС - 1,8 кг/с, через корпус-отражатель-замедлитель - 3,3 кг/с; температура рабочего тела на выходе из ТВС - 2500 К; давление рабочего тела на входе в корпус аппарата - 12,5 МПа, на входе в ТВС - 3,3 МПа, на выходе из ТВС - 1,4 МПа; средняя температура материала блоков замедлителя - 530 К, блоков отражателя - 420 К, корпуса аппарата (снаружи) - 310 К. Проведенный анализ результатов испытаний и комплекс после- пусковых исследований показали, что основные узлы реактора, включая ТВС, успешно выдержали испытания и находились после их окончания в удовлетворительном состоянии. Отмечено хорошее совпадение расчетных и экспериментальных теплофизических и нейтронно-физи- ческих характеристик, подтверждена, в основном, правильность принятых при проектировании реактора конструкторских, технологических и материаловедческих решений. Вместе с тем, в ходе первых испытаний выявлен ряд неполадок в работе отдельных узлов и систем двигателя: из-за сравнительно низких значений достигнутой на пусках мощности реактора не было завершено исследование возникающих термических напряжений и поэтому не определены границы работоспособности блока замедлителя; оказалась недостаточной информативность принятой для реактора схемы измерений температур. На стендовом комплексе «Байкал» впервые разработана и внедрена принципиально новая в практике испытаний ракетных двигателей технология работ, учитывающая радиационно- и ядерноопасные условия, необходимость проведения непосредственно на стенде сложного цикла работ с реактором, начиная с досборки и заканчивая разборкой и дефектацией высокоактивной конструкции аппарата после испытаний. Разработанные и внедренные организационно-технические мероприятия по обеспечению радиационной, ядерной, пожаро- и взрывобез- пасности позволили провести первые испытания реакторов ЯРД безаварийно и тем самым подтвердить правильность технических решений, принятых при проектировании стендового комплекса.
248 Глава четвертая Радиационные исследования при проведении натурных испытаний ЯРД Радиационное воздействие является одним из наиболее неблагоприятных факторов, сопровождающих наземную отработку и эксплуатацию ЯРД. Необходимость проведения испытаний ТВС, реакторов и самих двигателей на предельно напряженных, граничащих с возможностью аварийного разрушения режимах предъявляет жесткие требования к методам проведения испытаний, надежности средств защиты, квалификации персонала. Обеспечению радиационной защиты людей и стендового оборудования уделяется повышенное внимание на всех стадиях работ, начиная от выбора места расположения стендового комплекса (пустынный, ненаселенный район на территории, отчужденной из хозяйственного пользования для нужд ядерного испытательного полигона), проектирования (подземное исполнение большинства сооружений, соединенных пешеходными и коммуникационными тоннелями, надежная биологическая защита, дистанционно управляемое оборудование и др.), строительства (применение тяжелого монолитного железобетона, специальных сортов металла и др.) до разработки детального регламента и технологии работ, обучения персонала и повседневного обязательного контроля за соблюдением всеми участниками испытаний должностных инструкций и требований правил радиационной безопасности. Важное место в этом ряду занимает экспериментальное изучение параметров радиационной обстановки, возникающей при проведении натурных испытаний. Такое изучение проводится при каждом испытательном пуске как на территории стендового комплекса, так и далеко (иногда за сотни километров) за его пределами. Учитывая, что в 70-е — 80-е годы XX века натурные испытания ЯРД проводились (за исключением испытаний ТВС в реакторе ИГР) с открытым выхлопом радиоактивного рабочего тела в атмосферу, радиационные исследования охватывали широкий круг направлений, главными из которых были следующие: - изучение распределения экспозиционной дозы и мощности дозы у-излучения на территории технической зоны;
Натурные испытания ЯРД 249 - измерение флюенса и энергетического спектра нейтронов, оценка влияния активации нейтронами конструкционных материалов и грунта на послепусковую радиационную обстановку; - измерение уровней C-активного загрязнения территории технической зоны и стендового оборудования; - изучение закономерностей выхода продуктов деления урана в рабочее тело в периоды пуска и расхолаживания реактора, включая исследование изотопного состава продуктов в выхлопной струе; - измерение концентраций радиоактивных продуктов в приземном слое атмосферы как на территории технической зоны, так и на различных расстояниях от нее по направлению распространения облака выхлопных газов; - оценка границ радиоактивного следа на местности, дисперсности и изотопного состава выпавших аэрозолей; - измерение индивидуальных доз у-излучения, полученных испытателями послепусковых смен во время различных технологических операций, разработка рекомендаций по совершенствованию технологии работ с целью снижения величины получаемых доз. В ходе этих исследований проводилось также изучение метеорологических условий района испытаний, которые в целом благоприятны для проведения работ, однако некоторые атмосферные явления (приземные инверсии, прохождение температурно-барических фронтов, снежные метели и пылевые бури, неблагоприятные - в сторону отдаленных населенных пунктов - направления ветра и др.) иногда оказывают влияние на график испытаний, задерживая проведение пуска на несколько часов или суток. На основе полученной метеоинформации, а также созданной (обоснованной теоретически и экспериментально) модели выноса радиоактивных продуктов из выхлопной струи разработаны методы прогнозирования радиационной обстановки применительно к каждому пуску и выбраны разрешенные для проведения испытаний (применительно к направлению ветра) азимутальные секторы. В таблицце 4.4 [4.8] представлены прогнозные параметры радиационной обстановки на местности, обусловленные испытаниями реактора ИВГ-1.
250 Глава четвертая Таблица 4.4 L, км 3 5 10 20 50 ЛГ=180МВт, т^=300 с Добл/ВД 0,44 0,24 0,06 0,02 0,002 ПинДТГП 2,4 1,4 0,4 од 0,06 Здесь L - расстояние на местности от испытательного стенда; Добл " доза внешнего облучения при прохождении радиоактивного облака; ПД - предельная годовая доза облучения для ограниченной части населения (категория Б), равная 5 мЗв @,5 бэр); Пинг - активность продуктов деления, поступивших в организм человека через органы дыхания за время прохождения радиоактивного облака; ПГП - предельное годовое поступление продуктов деления через органы дыхания (согласно рекомендациям Международной комиссии по радиационной защите 1988 года, составляет 1 мЗв). При составлении прогноза учитывалось, что преобладающая часть вынесенных в ходе испытаний реакторов ЯРД продуктов деления, поднятых струей рабочего тела на высоту 200-500 м, относилась ветром за пределы технической зоны. Соприкосновение радиоактивного облака с землей происходит обычно (в зависимости от метеоусловий) на расстоянии 3-5 км от точки выброса. В зоне соприкосновения отмечались максимальные значения концентрации в приземном слое воздуха и плотности выпадения на почву радиоактивного вещества. Затем уровни загрязнения воздуха и почвы снижались до фоновых значений на расстояниях около 50 км от места испытаний, то есть в пределах территории полигона.
Натурные испытания ЯРД 251 Однако радиоактивные продукты выносятся в атмосферу не только во время пуска, но и при расхолаживании реактора [4.9] и в процессе послепусковых гидродинамических испытаний. Вынос в эти периоды несравненно мал в сравнении с выносом во время работы реактора, но обладает особенностью, связанной с малой высотой уноса продуктов из «вялой» холодной выхлопной струи. Эти особенности приводят к выпадению радиоактивных веществ, в основном, в непосредственной близости от реактора в пределах технической зоны стендового комплекса. Количественные значения наблюдавшихся загрязнений приведены в таблице 4.5. Таблица 4.5 Характеристика Плотность загрязнения C-частиц, 1/см2мин Концентрация радиоактивных продуктов в воздухе, кюри/л Уровень у-излучения, бэр/год Район измерения Техническая зона 105-106 1(Г8 0,01 Прилегающая зона 101 ю-10 0,05 Заметим, что по действовавшим нормативам допустимый уровень р-активного загрязнения помещений постоянного пребывания персонала составлял 2-Ю3 |3-частиц/см2мин, а для периодически посещаемых помещений - 8103 Р-частиц/см2мин. Допустимая доза облучения населения составляет 0,1 бэр/год. Таким образом, даже в технической зоне, где пребывание населения исключено, доза облучения не превышает 10% предельной для населения нормы, а на дальних расстояниях, тем более за пределами территории полигона она находится в пределах < 1-2% нормы. Столь невысокие уровни радиоактивного загрязнения воздуха и поверхностей в послепусковой период дали возможность применять для защиты работающего на открытых площадках персонала послепусковых смен лишь легкие средства индивидуальной защиты, такие как респиратор «Лепесток-200».Тем более, что после окончания расхолаживания реактора или ХГДИ уровни загрязнения территории технической зоны быстро
252 Глава четвертая снижались и уже спустя одни сутки работы почти повсеместно велись без ограничений. Фактически индивидуальные дозы у-облучения персонала всегда оказывались существенно ниже предельных норм E бэр/год) и лишь в единичных случаях (участие в ремонтных работах и других разовых операциях) достигали 1-2 бэр/год. Коллективная доза у-облучения за межпусковой период также невелика, не превышает 25-30 человеко-бэр/год. Радиационная обстановка, возникающая при испытании реактора ЯРД (аппарата 11Б91-ИР-100) отличается от таковой при работе реактора ИВГ. Это обусловлено как иными режимами испытаний, так и тем обстоятельством, что реактор ЯРД располагается при испытаниях выше уровня перекрытия испытательного корпуса и окружен лишь расположенным на расстоянии -0,5 м от боковой поверхности полуметровым слоем воды. На рис. 4.22 представлена измеренная мощность экспозиционной дозы у-излучения на различных расстояниях от реактора во время испытаний первого экземпляра аппарата 11Б91-ИР-100. Из-за особенности расположения реактора при испытаниях можно полагать, что на расстоянии до 1 км от него основную долю (90%) в мощность экспедиционной дозы у-облучения вносит реактор и лишь 10% — излучение движущегося по направлению ветра радиоактивного облака. На расстоянии около 2 км вклад обоих источников излучения становится сравнимым, а далее доля излучения реактора в общей дозе у-излучения оказывается все менее существенной. Расстояние, м Рис. 4.22 Мощность экспозиционной дозы у-излучения при испытаниях реактора 11Б91-ИР-100 на различных расстояниях от стенда: • - энергетический пуск; о - испытание ОИ-1; А - испытание ОИ-2
Натурные испытания ЯРД 253 Максимальные значения мощности экспозиционной дозы при испытаниях реактора ЯРД составили: на границе технической зоны C00 м от реактора) - 300 р/ч, на расстояниях 3 км - 4 мр/ч, 5 км - 0,03 мр/ч, 70 км (на высоте 250 м, измерения проведены аппаратурой специально оборудованного самолета) - 20 мкр/ч. Ширина радиоактивного облака на расстоянии 70 км составляла 2,5 км, а его протяженность около 10 км. Изменение мощности экспозиционной дозы у-излучения после прекращения пуска показано на рис. 4.23. Как видно, установка через ~2 часа после останова реактора массивного блока биозащиты снижает мощность дозы примерно в 3 раза, что свидетельствует о большом вкладе в общую сумму наведенной активности стендовых металлоконструкций и железобетона. Роль прямого излучения реактора в формировании послепусковой радиационной обстановки невелика. Так, интенсивность у-излучения на расстоянии 100 м после установки биозащиты уменьшается всего в 1,2 раза. Spent, мин Рис. 4.23 Изменение мощности экспозиционной дозы у-излучения после пуска у торца реактора (энергетический пуск) и на Непосредственно же у поверхности реактора мощность расстоянии 0,5 м от торца дозы у-облучения остается вы- реактора (испытание ОИ-2) сокой длительное время. Полученные результаты измерений (через 40 суток после энергетического пуска мощность дозы на поверхности реактора составляла 1 р/ч) послужили исходным материалом для разработки специальной технологии описанных выше ремонтно-профилактических работ на первом экземпляре реактора.
254 Глава четвертая В радиоактивное загрязнение территории технической зоны наибольший вклад вносят выпадение и последующий ветровой перенос таких изотопов как иод-133, иод-134, иод-135, стронций-92, цирко- ний-97, а также активация грунта и пыли. Наиболее интенсивное загрязнение территории технической зоны происходит в первый час расхолаживания реактора. Радиоактивный след на расстоянии до ~4 км от точки испытаний также обусловливается, в основном, периодом расхолаживания. Это дает основание рекомендовать в будущем проведение как минимум расхолаживания и послепусковых ХГДИ с применением закрытого выхлопа. Общее количество выпавших в следе радиоактивных продуктов через 10 ч после пуска составляет 2,5 мкюри, или около 0,03% суммы вынесенных в атмосферу радиоаэрозолей. Это означает, что основная часть радиоактивных продуктов уносится ветром на дальние расстояния. Вследствие значительного разбавления исходного облака воздушными массами и снижения активности за счет распада первоначальных и промежуточных радиоактивных продуктов дополнительное облучение населения в районах прохождения облака оказывалось в сравнении с естественным радиационным фоном пренебрежимо малым. Испытания внереакторных узлов ЯРД Ядерный ракетный двигатель имеет, помимо реактора, несколько ответственных узлов и систем, подлежащих автономной и комплексной отработке. Главные из них - турбонасосный агрегат, агрегаты системы управления и регулирования, сопло. Для целей комплексной (но без реактора) отработки этих систем до необходимого уровня надежности программа создания ЯРД предусмотрела испытания так называемого «холодного» двигателя 11Б91Х ([4.10] - рис. 4.24), конструкция которого максимально воспроизводит натурный двигатель, но не содержит в своем составе ядерный реактор. Последний в составе двигателя 11Б91Х имитируется (в тепловом и газодинамическом качестве) посредством блока теплообменников, энергетику которых обеспечивает сжигание в газогенераторе кислородо-водородного топлива.
Натурные испытания ЯРД 255 Рис. 4.24 Пневмогидравлическая схема «холодного» двигателя 11Б91Х в сочетании со стендовой установкой для подогрева водорода: 1 - турбонасосный агрегат; 2 - бустерный преднасос; 3 - дроссель перепуска; 4 - магистральный дроссель; 5,6 - управляющие пневмо- клапаны; 7 - блок электропневмоклапанов; 8 - дроссель системы управления космическим аппаратом по крену; 9 - теплообменник; 10 - газогенератор; 11- регулятор расхода; 12, 13 - пневмоклапа- ны; 13 - электропневмоклапаны Для испытаний двигателя 11Б91Х в подмосковном НИИ химического машиностроения создан специализированный стенд, обеспечивающий необходимые расходы (до 4 кг/с) жидкого водорода для двигателя, а также кислородную и водородную системы для питания тепловой энергией блока теплообменников.
256 Глава четвертая Главными задачами, решаемыми при таких испытаниях, являются: - отработка конструкции агрегатов двигателя на номинальном и других режимах работы; - снятие гидравлических характеристик проточного тракта двигателя; - экспериментальная увязка энергетического баланса двигателя; - исследование проблем запуска и останова двигателя; - оптимизация и определение эффективности системы регулирования двигателя, включая изучение его динамики, масштаба и характера внутренних обратных связей; - оценка точности настройки двигателя; - наработка основных агрегатов двигателя на время, превышающее заданный техническим заданием ресурс. Для реализации этих задач в КБ Химавтоматики было изготовлено (и заново воссоздано после дефектации предыдущих экземпляров) более 65 двигателей 11Б91Х, проведено свыше 160 их испытаний на жидком водороде. Максимальная наработка на одном двигателе составила 13360 с, что более чем втрое превышает заданный ресурс. Таблица 4.6 Характеристика работ Автономная отработка: - ТНА, число испытаний - агрегатов, число прошедших испытания Комплексная отработка агрегатов в составе холодного двигателя: - проведено испытаний - число двигателей, прошедших испытания - суммарная наработка, с - средняя наработка одного двигателя, с - максимальное время работы одного двигателя, с Годы 1968 9 5 - 1969 8 4 - 1970 15 2 9 5 1250 250 493 1971 21 5 14 4 3400 850 1068 1972 8 4 15 3 2000 660 958 1973 16 6 23 8 8100 100 2086 1974 16 6 23 11 15800 1440 3035 1975 20 6 36 18 31615 1790 3388 1976 10 2 30 14 35572 2538 13360 1977 6 1 12 4 11673 2918 12298
Натурные испытания ЯРД 257 Некоторые данные по отработке агрегатов ЯРД в составе холодного двигателя 11Б91Х представлены в таблице 4.6 [4.10]. В ходе таких испытаний определяются гидравлические характеристики основного насоса H=f(Q, n) (Я- напор насоса; Q - расход рабочего тела; п - число оборотов ротора) и бустерного преднасоса (с приводом от гидротурбины), газодинамические характеристики турбины (т|т - коэффициент полезного действия турбины; т; - приведенная окружная скорость ротора), а также кпд насосов и турбины. В проведенных испытаниях кпд основного насоса находился в диапазоне Г|н=0,65-*-0,67, бустерного преднасоса - Т|бн= 0,33^-0,35, кпд турбины - в пределах Г|т=0,60-М),63 при числе оборотов на номинальном режиме «=66000 об/мин. В процессе испытаний оптимизируются характеристики (скорости перекладки) регулирующих дросселей с тем, чтобы обеспечить постоянство температуры рабочего тела перед турбиной, заданное давление водорода на выходе из насоса, устойчивость работы двигателя на всех режимах, определяется надежность срабатывания клапанов системы управления. Особое внимание при испытаниях «холодного» двигателя уделялось исследованию процесса запуска ЯРД. Использование в качестве рабочего тела водорода, имеющего низкую температуру кипения G^=33 К, ркр=1,28 МПа) приводит к необходимости рассмотрения в первые моменты времени (до достижения в трактах изделия критического давления) двухфазного течения. При сверхкритическом давлении жидкий водород без кипения становится газообразным. Как показывает опыт разработки криогенных ЖРД, перед запуском необходимо осуществлять захолаживание турбонасосного агрегата и преднасосных магистралей. При таком способе и запуск ЯРД становится более безопасным и прогнозируемым. На рис. 4.25 представлены расчетные (сплошные кривые) и экспериментальные (пунктир) кривые изменения некоторых параметров двигателя в первые секунды пуска. Температура и давление водорода на входе в «холодный» двигатель изменялись в эксперименте в пределах Твх=22,1^-22,8 К,
258 Глава четвертая Р, КЗ см2 200 150 100 50 об рвх=0,47-*-0,49 МПа. При неработающих стендовых газогенераторах («реактор» еще не выведен на энергетический режим) двигатель выходит на режим предварительной ступени (и=40-108+48108 об/мин) за счет тепла, аккумулированного в блоке теплообменников. Через ~7 с после включения газогенераторов (этот период в натурном двигателе соответствует переводу реактора со стартового уровня мощности на номинальный) обороты ротора ТНА достигают номинального значения. Исследование процесса за- холаживания двигателя (общая масса захолаживаемых, покрытых пенополиуретановой изоляцией агрегатов составляет ~ 80 кг) приводит к следующим результатам: - длительность захолаживания - около 130 с; - потери жидкого водорода на захолаживание ~ 35 кг. Отработка внереакторных узлов и агрегатов в ходе испытаний «холодного» двигателя 11Б91Х и исследование начального этапа запуска двигателя дают основание для соединения этих элементов с прошедшим натурные испытания реактором и перехода к натурным испытаниям ЯРД на жидком водороде. Однако, как указывалось выше, в СССР эта, заключительная стадия создания ЯРД осталась нереализованной в связи с принятием в конце 80х годов XX века решения о прекращении опытно-конструкторских работ. 20 10 0 2 4 б 8 10 х.с Рис. 4.25 Диаграмма испытания «холодного» двигателя 11Б91Х (первые секунды пуска)
Натурные испытания ЯРД 259 Обеспечение радиационной и ядерной безопасности при эксплуатации ЯРД и ЯЭУ Ядерный двигатель или энергетическая установка, прошедшие все стадии отработки в наземных условиях и признанные годными для применения в составе космического аппарата, обязаны быть укомплектованы средствами, которые, не имея прямого отношения к основной функции этих устройств, выполняют, тем не менее, важнейшую роль - обеспечивают безопасность использования ядерных объектов на всех стадиях эксплуатации: от процесса сборки на заводе-изготовителе до приведения в радиационно безопасное состояние после завершения работы на космической траектории или орбите. Исключительно высокие требования к надежности средств обеспечения радиационной безопасности (ОРБ) ЯРД и ЯЭУ объясняется возможным высоким уровнем и широким диапазоном радиационного воздействия при гипотетической аварии таких устройств - от незначительного облучения малых групп людей до заметного влияния на население различных стран мира. Согласно общепризнанной ныне концепции, ЯРД и ЯЭУ могут выводиться на энергетический и более высокие уровни мощности лишь после выхода космического аппарата на опорную орбиту ИСЗ. Конечно, существует ненулевая вероятность возникновения радиационно опасной ситуации и до этого момента. Имеются в виду неудачные транспортные операции на Земле или послестартовая авария ракеты-носителя, при том обстоятельстве, что в результате подобных коллизий не работавший на высокой мощности (а значит, неактивированный) реактор может оказаться в среде, являющейся эффективным замедлителем и отражателем нейтронов (такой средой является, в первую очередь, вода естественного или искусственного водоема). И хотя исключить подобную возможность теоретически нельзя, все же средства предотвращения подобной ситуации технически несложны и достаточно надежны (главная идея - гарантированно обеспечить подкритичность реактора при любых предполагаемых метаморфозах).
260 Глава четвертая D час 10Р 1О2 10* ; Один час после ' останова ^—^ 1 год работы 10 лет работы —*—^ \ 0,1 10 100 Теод бэр Основное же внимание в проблеме ОРБ ЯРД и ЯЭУ справедливо уделяется иному аспекту: как обеспечить безопасность населения Земли при несанкционированном (аварийном) сходе с орбиты ИСЗ космического аппарата с уже работающей (или работавшей) ядерной установкой, а также после планового завершения функционирования такого объекта. На рис. 4.26 приведены уровни мощности дозы у-излу- чения, создаваемые реактором, проработавшим на мощности 100 кВт 1 год или 10 лет, в зависимости от времени, прошедшего после его выключения [4.11]. В первые десятки-сотни лет мощности излучения таковы, что даже в случае глобального рассеивания осколков ЯРД или ЯЭУ на больших территориях (акваториях) планеты дозы внешнего или внутреннего облучения населения могут оказаться заметными в сравнении с естесственным радиационным фоном. Тем более такие опасения справедливы в случаях компактного падения ядерной установки или ее фрагментов в населенных районах. Подобные аварии уже имели место: в 1965 г. на спутнике США «Транзит» вышел из строя радиоизотопный генератор SNAP-9A и его топливо - плутоний-238 глобально рассеялось в атмосфере в виде частиц субмикронного размера, в 1969 г. после аварии на старте в Атлантический океан упал спутник США «Нимбус» с радиоизотопным генератором SNAP-19, в 1978 г. в результате неуправляемого возвращения на Землю советского спутника «Космос-954» фрагменты его ядерной энергетической установки упали на ненаселенную территорию Канады, вызвав международные осложнения. Рис. 4.26 Зависимость мощности ^-излучения реактора, работавшего 1 год и 10 лет на тепловой мощности 100 кВт, от времени, прошедшего после останова
Натурные испытания ЯРД 261 Совокупность этих аварий, получив широкий общественный резонанс, послужила выработке международно согласованных принципов применения ядерных космических энергетических установок и обеспечения их радиационной безопасности. Одним из важных аспектов решения этой проблемы является выбор рабочей (или, в зависимости от выполняемой задачи, опорной) орбиты. Как показывают проведенные (теоретически и экспериментально) исследования, практически безопасными для населения Земли орбитами для таких КА являются орбиты высотой 800 и более километров. Пассивное существование на таких высотах космических объектов обеспечивается в течение многих сотен лет, что достаточно для снижения радиоактивности выработавшего ресурс или аварийного КА с ядерной установкой до радиационно безопасного уровня. С другой стороны, ряд задач, при решении которых целесообразно применение ЯРД или ЯЭУ, требует более низких орбит. Критерием для определения нижнего предела высоты допустимой орбиты, по-видимому, может служить положение, предусматривающее, что время пассивного существования на такой орбите должно быть достаточным, чтобы в случае необходимости можно было организовать увод объекта с этой орбиты на более высокую даже в случае отказа бортовых обеспечивающих систем. Так, время пассивного существования космического аппарата на орбите высотой 400 км превышает один год, и этот срок можно считать сегодня достаточным (по-видимому, минимально достаточным), чтобы подготовить полет к аварийному объекту, имеющий целью предотвратить аварийную ситуацию. Таким образом, интервал 400-800 км и выше является тем оптимальным диапазоном высот околоземных орбит, в котором могут работать длительное время или начинать работу перед выходом на более высокие орбиты и дальние траектории КА с ядерными двигательными и энергетическими установками. В качестве основного средства ОРБ таких аппаратов сегодня общепризнанной является так называемая система увода, призванная обеспечить подъем высоты рабочей орбиты аварийного или планово прекратившего функционирование КА до 800 км и более, перевод его на «орбиту высвечивания». Массовые затраты на создание такой системы оцениваются как примерно 15% от массы уводимого аппарата (при использовании для этой цели ЯРД и остатков рабочего тела эти затраты могут оказаться меньшими).
262 Глава четвертая Казалось бы, наличие системы увода на борту КА с ЯРД (или ЯЭУ) кардинально решает все проблемы ОРБ. Но это только на первый взгляд. Дело в том, что надежность таких систем (включая, разумеется, бортовые и наземные средства управления ими), сколь бы совершенны и отработаны они ни были, всегда будет отличаться от единицы. Поэтому, отмечая чрезвычайно высокую значимость защиты населения Земли от даже маловероятных аварийных случайностей, такие аппараты в обязательном порядке предусматривается оборудовать, помимо основной (система увода), дублирующей системой ОРБ. В качестве последней рассматриваются устройства, основанные на различных технических предложениях. Одно из них предусматривает (повторим - в случае отказа основной системы) аэродинамическое разрушение реактора и его фрагментов до частиц допустимых размеров в ходе управляемого или неуправляемого спуска ЯРД или ЯЭУ в атмосфере Земли. К достоинствам этого метода относятся его большая надежность (для неуправляемого спуска не требуются двигательная установка, системы стабилизации и ориентации, управление с Земли), а также то, что он требует минимальных дополнительных массовых затрат. Проведенные исследования показали принципиальную возможность организации аэродинамического разрушения конструкции реактора ЯРД, удовлетворяющего требованиям по размерам образующихся частиц (-70-120 мкм). Однако ряд вопросов, связанных с практической реализацией этого метода требует дополнительного изучения. Из числа других рассматриваемых дублирующих систем ОРБ заслуживают внимания две. Одна такая система предусматривает предварительное (до аэродинамического) разрушение реактора кумулятивным взрывом заряда химических ВВ. Исследования, проведенные на макетах реактора ЯРД [4.12], показали, что при отношении веса зарядов, установленных за блоком радиационной защиты, к весу разрушаемой активной зоны 1:5, до 95% массы образующихся частиц имеет размеры менее 100 мкм (рис.4.27). Последующее аэродинамическое доразрушение образовавшихся частиц в атмосфере создает картину, удовлетворяющую самым строгим требованиям.
Натурные испытания ЯРД 263 л /К 0 ш * ¦ ¦i — — 0 80 60 40 20 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Х/, ш Рис. 4.27 Экспериментальные кривые распределения по размерам частиц, образующихся при взрыве посредством кумулятивного заряда химических ВВ модели ЯРД: • - результаты, полученные при отношении веса заряда (G3) к весу модели (GM), равном 0,22; о - результаты, полученные при GJGM = 0,182 М Наконец, еще одним методом диспергирования реактора является разрушение его конструкции химическими реагентами. Достоинством такого метода является возможность доведения размеров образующихся частиц практически до молекулярного уровня, а недостатки связаны с необходимостью иметь на борту КА в течение всего срока эксплуатации большие количества остро агрессивных жидкостей (для уничтожения 1 кг растворяемого вещества реактора требуется 3-4 кг смеси соляной, серной и фосфорной кислот), а также с медленным характером процесса растворения (потребное время - многие часы). В некоторых специфических случаях метод химического диспергирования представляет тем не менее определенный интерес.
264 Глава четвертая Из гипотетически пригодных (но малоисследованных) методов дублирования системы ОРБ упомянем еще метод, основанный на использовании для разрушения активной зоны собственного тепловыделения при разгоне реактора до максимального уровня мощности. В этом случае материал ТВС и других элементов реактора в течение нескольких секунд будет расплавлен и частично испарен, после чего подвергнется аэродинамическому доразрушению и рассеянию в верхних слоях атмосферы. Однако размеры образующихся при этом фрагментов и их дальнейшее поведение могут быть изучены только экспериментально на конкретных образцах. Такова, в кратком изложении, сущность методов обеспечения радиационной безопасности ЯРД и ЯЭУ после завершения их работы в космосе. Повторим, что главным средством ОРБ остается система, основанная на уводе КА с ядерным источником энергии на высокую орбиту, и именно отработке этой системы до максимального уровня надежности должно уделяться первостепенное внимание.
Натурные испытания ЯРД 265 ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 4 4.1. Демянко Ю.Г., Зайцев В А., Лаппо В.В., Терехов Е.П., Федотов РА. Стендовая база для натурных испытаний ЯРД. Состояние и перспективы развития. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1973. 4.2. Акопов Р.Б., Демянко Ю.Г., Зайцев ВА., Лазарев А.М., Лаппо В.В. и др.Стендовый комплекс для натурных испытаний реактора двигателя 11Б91 на газообразном водороде. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV I НИИТП, 1981. 4.3. Калганов К Д., Сметанников В.П., Уласевич В.К., Дьяков Е.К. и др. Место реактора ИВГ-1 в перспективной программе создания ЯРД для марсианской экспедиции. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. II. Подольск, 1993. 4.4. Муравин ЕЛ., Федик И.И. Статистическая модель термомеханической повреждаемости стержневых ТВС из хрупких материалов. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. II, Подольск, 1993. 4.5. Дегтярева АЛ., Захаркин И.И., Ионкин В.И., Коновалов В А. и др. Проблемы нейтронной физики и ядерной безопасности реактора ЯРД минимальных размеров. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. I, Подольск, 1993. 4.6. Беляков BJB., Горбатых АЛ., Зеленский Д.И., Котов В.М. и др. Физические исследования активных зон прототипов реакторов ЯРД на стендовом комплексе «Байкал!». - Доклад на тре-
266 Глава четвертая тьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. I, Подольск, 1993. 4.7. Захаркин И.И., Ионкин В.И., Коновалов В А., Машков АХ. и др. Разработка ЯРД на основе реактора минимальных размеров ИРГИТ. Энергетические испытания опытного образца ядерного реактора. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. II, Подольск, 1993. 4.8. Гаврилин Ю.И., Дериглазов В.И., Маргулис УЛ., Хрущ В.Т. и др. Осуществление радиационной безопасности населения на территориях вокруг стендового комплекса высокотемпературных газоохлаждаемых реакторов. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. III, Подольск, 1993. 4.9. Гаврилин ЮЛ., Дериглазов ВЛ., Хрущ В.Т., Дьяков EJC. и др. Особенности радиоактивных выбросов в заключительные периоды расхолаживания исследовательских высокотемпературных газоохлаждаемых реакторов с открытым выхлопом. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. III, Подольск, 1993. 4.10. Белогуров А.И., Григоренко Л.Н., Мамонтов Ю.И. Комплексное исследование агрегатов ЯРД в условиях, близких к натурным. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. II, Подольск, 1993. 4.11. Лихушин ВЛ., Еременко АА., Гафаров АА. К проблеме обеспечения радиационной безопасности населения Земли при применении ядерных двигательных и энергетических установок в космической технике. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1973. 4.12. Байдаков С.Г., Косое А.В., Трескин ЮА., Томашевич И.И. Обеспечение радиационной безопасности с помощью кумулятивных зарядов ВВ при использовании ядерных источников энергии космического назначения. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1979.
и ЯЭУ с газофазным реактором 267 Глава пятая ЯДЕРНЫЕ РАКЕТНЫЕ ДВИГАТЕЛИ И ЯДЕРНЫЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ УСТАНОВКИ С ГАЗОФАЗНЫМ РЕАКТОРОМ Особенности ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором и научные проблемы, связанные с их разработкой В 50-е годы XX века в качестве источника энергии для ракетных двигателей и энергетических установок начали рассматриваться ядерные реакторы, в которых делящееся вещество находится в газообразном виде, то есть или в виде урановой плазмы, или в виде соединения урана, которое остается газообразным в рабочем диапазоне температур. В последнем случае в качестве такого соединения рассматривался гексафторид урана. В НИИ тепловых процессов (ныне Центр Келдыша), начиная с середины 50-х годов, проводились работы по исследованию газофазного ядерного реактора как источника энергии для ракетного двигателя [5.1]. Удельный импульс тяги двигателя определяется температурой нагрева и молекулярным составом газов, истекающих из сопла. Поэтому стремление увеличить удельный импульс тяги требует повышения температуры нагрева газа и использования газов, имеющих низкий молекулярный вес. Применение газофазного реактора, в котором рабочее тело нагревается излучением из зоны, заполненной урановой плазмой, позволяет использовать в качестве рабочего тела
268 Глава пятдя Рис. 5.1 Схема твэла газофазного полостного ядерного реактора: 1 - отражатель-замедлитель; 2 - зона газообразного делящегося вещества; 3 - зона протока рабочего тела; 4 - подпитка убыли делящегося вещества; 5 - подача рабочего тела водород, который в принципе может быть нагрет до температуры, значительно превышающей температуру плавления конструкционных материалов. Возможны различные варианты высокотемпературных газофазных тепловыделяющих элементов. Они отличаются друг от друга в основном способом организации течения и теплопередачи в твэле [5.2]. В работе [5.3], где приводятся некоторые результаты исследований по газофазному полостному ядерному реактору, описана схема твэла с застойной зоной делящегося вещества (рис. 5.1). В этом твэле делящееся вещество в виде урановой плазмы находится в центре полости, окруженной замедлителем-отражателем нейтронов. Вблизи стенок полости движется другой газ - рабочее тело, которое нагревается излучением высокотемпературной плазмы. Основными научными задачами, решение которых обеспечит техническую реализацию газофазного ядерного реактора и, соответственно, ядерных ракетных двигателей и ядерных энергетических установок рассматриваемого типа являются: 1. Обеспечение критичности газофазного ядерного реактора, то есть определение размеров и конструкционных материалов реактора, концентрации ядер U235 и соответствующего этой концентрации рабочего давления в газофазном твэле, при которых реализуется самоподдерживающаяся реакция деления. 2. Удержание делящегося вещества в центральной зоне твэла в условиях действия силы тяжести и обтекания этой зоны потоком рабочего тела, то есть минимизация выноса делящегося вещества из реактора. Решение этой проблемы связано с исследо-
ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 269 ваниями перемешивания струй газов различной плотности, в том числе с изучением гидродинамической устойчивости и турбулентности таких течений, а также методов подавления развитой турбулентности, например, воздействием на течение ионизированных газов магнитного поля. 3. Получение достоверных данных о теплофизических (термодинамических, оптических, переносных) свойствах рабочих тел при давлениях и температурах, характерных для газофазного твэла. 4. Термоакустическая устойчивость рабочего процесса в твэле с учетом воздействия на акустические колебания объемного тепловыделения и - при необходимости - магнитного поля. Разумеется, перечисленные проблемы не исчерпывают всех особенностей и сложностей, которые могут возникнуть при создании газофазных тепловыделяющих элементов, но они являются наиболее характерными для различных схем твэлов. При истечении нагретого в реакторе рабочего тела через сверхзвуковое сопло удельный импульс тяги определяется в основном теплосодержанием газа. Хотя при передаче тепла от делящегося вещества к рабочему телу излучением допустимая по условиям термопрочности температура конструкционных материалов непосредственно не ограничивает температуру нагрева рабочего тела, она все же косвенно влияет на величину предельного нагрева рабочего тела в газофазном реакторе. Это влияние обусловлено тем, что некоторая доля энергии реакции деления выделяется в твердых элементах конструкций реактора (при замедлении нейтронов и поглощении у-излучения). При съеме тепла, выделяющегося в этих элементах, основным рабочим телом (регенеративное охлаждение) теплосодержание рабочего тела на входе в газофазный твэл ограничивается допустимой температурой материала конструкций. При использовании для охлаждения твердых элементов двигателя, в которых доля выделения тепловой мощности реактора равна %, всего расхода рабочего тела, получим, что предельный нагрев рабочего тела в газофазном реакторе равен: где А/А - предельный нагрев рабочего тела в каналах конструкции газофазного ЯРД.
270 Глава Величина % определяется схемой газофазного реактора и составляет %=О,1-5-О,15 (для ЯРД с твердофазным реактором %=1). Исследования газофазных ЯРД с замедлителем-отражателем из окиси бериллия пока- зали, что их максимальный с учетом указанных ограничений удельный импульс тяги может составить 2000 с [5.1]. Удельный импульс тяги газофазного ЯРД может быть, однако, существенно повышен, если использовать для снятия тепла с конструкции двигателя дополнительный контур охлаждения со сбросом тепла в космическое пространство посредством излучателя. Этот контур может иметь свое рабочее тело или же использовать основное. Исследования схем газофазных ЯРД со сбросом тепла через излучатели показывают, что их удельный импульс тяги может достигать 4000- 6000 с [5.1, 5.4]. Теоретическими оценками, проведенными как в нашей стране, так и в США, показана существенная зависимость массы двигателя (с излучателем и вспомогательными системами) и предельного значения удельного импульса тяги от величины тяги двигателя. В области сравнительно малых тяг (порядка нескольких десятков кило- ньютон) величина удельного импульса тяги существенно увеличивается с увеличением тяги. При достижении тяги, равной 100 кН, рост удельного импульса тяги замедляется, достигая затем при тяге 200-300 кН и давлении в полости реактора 100 МПа указанного выше предельного значения, равного 4000-6000 с. По оценкам работы [5.4], подобный двигатель мог бы быть использован для обеспечения пилотируемой экспедиции к Марсу. При ограничении продолжительности полета 60 днями полная масса корабля на орбите Земли составляет 2000 т, а при продолжительности 80 дней - вдвое меньше. Тяга двигателя, необходимая для таких полетов, составит 200 кН, масса двигателя 100-120 т, удельный импульс тяги более 5000 с. В [5.1] отмечается, что при использовании магнитной стабилизации течения в твэле и при указанных выше тяге и массе двигателя предварительные исследования подтверждают возможность получения удельного импульса тяги более 5000 с. Однако использование магнитной стабилизации в газофазных ЯРД создает ряд серьезных проблем, основными из которых являются: 1. Увеличение поглощения нейтронов в жаростойких конструкционных материалах, что создает дополнительные трудности в обеспечении критичности реактора.
дрД и ЯЭУ с газофазным реактором 271 2. Увеличение тепловых потоков в торцевые отражатели, а также в стенки сопла и твэла. 3. Вывод из твэла потока высокотемпературного электропроводного рабочего тела при наличии сильного магнитного поля, направление силовых линий которого на выходе из твэла не совпадает с направлением движения газа. Газофазный ядерный реактор, использующий в качестве делящегося вещества плазму урана-235, может позволить получить в одном блоке сравнительно небольших габаритов весьма большие мощности (десятки миллионов киловатт) при очень высоком уровне нагрева рабочего тела в реакторе (до 10000 К и выше). Эта особенность позволяет рассматривать газофазный реактор как основу весьма перспективных энергетических установок. Высокий уровень нагрева рабочего тела делает возможным применение эффективного прямого преобразования тепловой энергии в электрическую. Так, при температуре газа порядка 10000 К практически снимаются известные ограничения на степень расширения рабочего тела в канале магнитогазодинамического генератора, связанные с недостаточной электропроводностью газа. В 1963-1990 гг. в НПО «Энергомаш» разрабатывались проекты космических энергетических установок и ядерных ракетных двигателей на основе газофазного ядерного реактора с открытым и замкнутым циклом [5.1, 5.7]. В [5.3] описана схема наземной электростанции на основе газофазного ядерного реактора. Следует отметить еще одно возможное применение газофазного реактора. Он может быть источником высоких потоков нейтронов и у- квантов, что предоставляет возможность изучения поведения вещества в больших (на уровне 1016-1018 1/см2с) нейтронных потоках при сильном у-излучении.В докладах на симпозиумах по газофазному ядерному реактору в США [5.5, 5.6] рассматривались газовые лазеры, использующие (для накачки) непосредственно излучение газофазного ядерного реактора. Отмечалось, что такие лазеры обладают большой эффективностью и позволяют освоить новые диапазоны частот излучения, а также новые методы регулирования лазера. Следует отметить, что создание как ЯРД, так и различных энергетических установок на основе газофазного реактора требует постановки одних и тех же комплексных экспериментальных исследований. Поэтому выполнение исследований, необходимых для создания
272 Глава пятдя на основе газофазного ядерного реактора, например, наземных АЭС, может явиться важным этапом в разработке объектов космического назначения. В [5.2] описаны различные схемы тепловыделяющих элементов газофазного ядерного реактора. По основным принципам организации рабочего процесса схемы твэлов могут быть разбиты на следующие группы: - твэлы полного смешения [5.8], - твэлы с прозрачной перегородкой, отделяющей полость газообразного урана от рабочего тела [5.9, 5.10], - твэлы с разделением смеси урана и рабочего тела в активной зоне реактора, где организуется интенсивное вихревое движение [5.11, 5.12], - твэлы струйного типа [5.2], - твэлы со стабилизацией течения магнитным полем [5.2]. Как отмечается в [5.2], среди большого числа возможных схем твэлов газофазного реактора требования по удержанию делящегося вещества и по эффективности использования тепла ядерных реакций в наибольшей степени выполняются в твэле с «застойной» зоной делящегося вещества, стабилизированной продольным магнитным полем (схема течения в таком твэле приведена на рис. 5.1). В исследованиях по определению облика и возможных параметров ядерных газофазных реакторов в Центре Келдыша и других организациях проводилось изучение широкого круга проблем. Следует подчеркнуть, что проведенные в рамках этой программы исследования представляют и общенаучный интерес, а полученные в ходе их выполнения фундаментальные научные результаты могут быть использованы для новых разработок в других областях техники. Среди направлений научных исследований, проводившихся в рамках программы создания ядерного газофазного реактора, отметим в качестве наиболее важных следующие: - нейтронная физика полостных реакторов, - перемешивание газовых потоков различной скорости и плотности, - воздействие магнитного поля на течение электропроводящих сред, - термоакустическая устойчивость сред с объемным тепловыделением, - теплофизические свойства рабочих сред с учетом неидеальности, обусловленной высокой концентрацией электронов в плазме. Ниже излагаются основные результаты работ в перечисленных направлениях.
ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 273 Нейтронная физика газофазного реактора Физические схемы газофазных реакторов В газофазном реакторе все делящееся вещество в активной зоне или очень значительная его часть находится в газообразном состоянии при высоких температуре и давлении. Газообразное делящееся вещество окружено рабочим телом и замедлителем нейтронов. Система, состоящая из делящегося вещества, рабочего тела и замедлителя, образует газофазный тепловыделяющий элемент. Реактор может состоять из нескольких твэ- лов, расположенных в массиве замедлителя в определенном порядке. Снаружи система твэлов и замедлителя обычно окружена отражателем нейтронов. Отражатель предназначен для уменьшения критических размеров активной зоны реактора за счет снижения утечки нейтронов, а также для повышения тепловыделения в твэлах, расположенных на периферии активной зоны, и выравнивания тепловыделения по радиусу реактора. Одной из возможных схем газофазного реактора является одно- твэльная схема, то есть содержащая один твэл больших размеров. В этом случае замедлитель нейтронов, расположенный снаружи полост