Author: Андреев П.В. Демидов А.С. Ежов Н.И.
Tags: междупланетные соединения (междупланетные полеты) космонавтика (аэронавтика) ракетные двигатели космонавтика
ISBN: 978-5-4316-0169-9
Year: 2014
Text
ББК 39.65я73
К 71
^ 71 Космические ядерные энергоустановки и электрора-
кетные двигатели. Конструкция и расчет деталей: Учебное
пособие / П.В. Андреев, А.С. Демидов, Н.И. Ежов, А.Г.
Еремин, А.А. Зинчук, В.В. Кашелкин, Ю.А. Равикович,
М.Ю. Федоров, С.А. Хартов, Д.П. Холобцев. — М.: Изд-во
МАИ, 2014. — 508 с.: ил.
ISBN 978-5-4316-0169-9
Рассматриваются принципиальные, компоновочные схемы и
основные особенности конструкции космических ядерных энерго¬
установок 1-го поколения, их современных аналогов и перспек¬
тивных установок мегаваттного класса. В учебное пособие включе¬
ны также разделы по радиоизотопным генераторам и электрора-
кетным двигателям. Приводятся методики и алгоритмы расчетов
на прочность наиболее ответственных деталей и узлов, сведения
по конструкционным материалам. Затронуты теоретические во¬
просы, связанные с определением размеров основных узлов.
Учебное пособие предназначено для подготовки бакалавров по
специальности 24.03.05 «Двигатели летательных аппаратов», спе¬
циалистов по специальности 24.05.02 «Проектирование авиацион¬
ных и ракетных двигателей» и магистров по специальности 24.04.05
«Двигатели летательных аппаратов».
Рецензенты:
кафедра Э-8 МГТУ им. Баумана (зав. каф. проф., д-р техн.
наук М.К. Марахтанов);
проф., член-корр. РАН И.И. Федик
ISBN 978-5-3416-0169-9 © Московский авиационный институт
(национальный исследовательский
университет), 2014
© Андреев П.В., Демидов А.С.,
Ежов Н.И., Еремин А.Г.,
Зинчук А.А., Кашелкин В.В.,
Равикович Ю.А., Федоров М.Ю.,
Хартов С.А., Холобцев Д.П., 2014
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящее учебное пособие выходит после последнего анало¬
гичного издания спустя 30 лет. За это время существенно измени¬
лись способы проектирования большинства узлов энергоустановок
и двигателей, изменилась компьютерная техника, появились новые
конструкционные материалы. Все это авторы попытались учесть и
отразить в учебном пособии, сохраняя в то же время традицион¬
ный подход, опирающийся на физические и технологические осо¬
бенности процессов, происходящих в энергоустановках и двигате¬
лях.
Общее редактирование учебного пособия проведено Главным
конструктором ОАО “Красная Звезда” П.В. Андреевым. Разделы 1;
2.3; 3.5; 3.7—3.9 и 6 написаны А.С. Демидовым; 2.6 — Н.И. Ежо¬
вым; 2.1; 3.1—3.3 — А.Г. Ереминым; 5.6 — А.А. Зинчуком; 7 —
В.В. Кашелкиным; 3.6 — Ю.А. Равиковичем; 8 — М.Ю. Федоро¬
вым; 5.1—5.5 — С.А. Хартовым; 4 — Д.П. Холобцевым; 2.2 и 2.4
— совместно А.Г. Ереминым и М.Ю. Федоровым; 3.4 — совместно
А.С. Демидовым и Д.П. Холобцевым.
Большое участие в подготовке учебного пособия и координа¬
ции всей работы над книгой принял А.С. Демидов.
Авторы благодарят рецензентов, взявших на себя нелегкий труд
просмотреть рукопись. Их замечания по возможности были учте¬
ны в окончательной редакции пособия.
Особая признательность — главному инженеру ОАО “Красная
Звезда” Н.А. Уренскому за большую организационную помощь.
Авторы выражают также свою искреннюю благодарность сту¬
дентам факультета “Двигатели и энергоустановки летательных ап¬
паратов” МАИ, помогавшим готовить графический материал.
3
СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ
АЗ — активная зона
АЭМП — активный электромагнитный подшипник
БС — балластное сопротивление
БСИТ — балластное сопротивление излучающего типа
ГПД — газообразные продукты деления
ГПЦ — генератор паров цезия
ГРК — газоразрядная камера
ГРТТ — газорегулируемая тепловая труба
ГСП — гидростатический подшипник
ГТУ — газотурбинная установка
ДАС — двигатель с анодным слоем
ДУ — двигательная установка
ЖМК — жидкометаллический контур
ЖРД — жидкостный ракетный двигатель
ЗГТУ — замкнутая газотурбинная установка
ИД — ионный двигатель
ИОС — ионно-оптическая система
ИПД — импульсный плазменный двигатель
КА — космический аппарат
КБ — компенсационный бак
КЛД — коллоидный двигатель
КПД — коэффициент полезного действия
КЯЭУ — космическая ядерная энергетическая установка
МКЭ — метод конечных элементов
МП — машинный преобразователь
НДС — напряженно-деформированное состояние
ОР — орган регулирования
4
ПИД — плазменно-ионный двигатель
ПО — приборный отсек
ПТУ — паротурбинная установка
РЗ — радиационная защита
РИТЭГ — радиоизотопный термоэлектрогенератор
PH — ракета-носитель
РП — реактор-преобразователь
РМ — распределительный механизм
Р'Т — рабочее тело
САУ — система автоматического управления
СБ — солнечная батарея
СБ — стержень безопасности
СО — система отодвижения
СР — система развертывания
СПД — стационарный плазменный двигатель
СПДС ЛГ — свободнопоршневой двигатель Стирлинга с линейным
генератором
твэл — тепловыделяющий элемент
ТГК — турбогенератор-компрессор
ТО — теплообменник
ТОА — теплообменный аппарат
ТСД — торцовый сильноточный двигатель
ТХД — торцовый холловский двигатель
ТТ — тепловая труба
ТЭГ — термоэлектрогенератор
ТЭЛП — термоэлектрический преобразователь
ТЭП — термоэмиссионный преобразователь
УЗ — узел защиты
ХИ — холодильник-излучатель
ШСУ — шарнирно-сильфонный узел
ЭГК — электрогенерирующий канал
ЭГЭ — электрогенерирующий элемент
ЭДД — электродуговой двигатель
ЭМН — электромагнитный насос
ЭНД — электронагревный двигатель
ЭРД — электроракетный двигатель
ЭТДД — электротермический дуговой двигатель
ЭУ — энергоустановка
ЯРД — ядерный ракетный двигатель
ЯЭУ — ядерная энергоустановка
GPHS-RTG — General Purpose Heat Source-Radioisotope
Thermoelectric Generator
MHW — Multi-Hundred-Watts
MPD — Magneto Plasma Dynamic
PPT — Pulse Plasma Thruster
RHU — Radioisotope Heater Unit
SNAP — Systems for Nuclear Auxiliary Power
ВВЕДЕНИЕ
В СССР и США работы по исследованию источников энергии
для космических аппаратов были начаты почти одновременно, в
•конце 50-х годов XX века. Наибольший интерес вызывало приме¬
нение ядерных реакторов. Энергоемкость и компактность таких
источников выгодно отличали их от солнечных батарей [1-1]. При
сравнении надо иметь ввиду, что с одного квадратного метра па¬
нельных СБ вблизи Земли сначала удавалось получить не более
100 Вт электрической мощности. Тем не менее существенная раз¬
ница в затратах на создание ЯЭУ и СБ привела к широкому рас¬
пространению источников второго типа для питания аппаратуры
КА, работающих на околоземных орбитах. Недостатком космичес¬
ких аппаратов с СБ является необходимость их определенной ори¬
ентации в пространстве, а на околоземных орбитах большая пло¬
щадь панелей приводит к ощутимому аэродинамическому сопро¬
тивлению и дополнительным затратам на коррекцию орбит.
Кроме того, космическая радиация оказывает деструктивное воз¬
действие на фотопреобразователи. Другие источники энергии,
пригодные для использования в космосе — радиоизотопные тер¬
моэлектрогенераторы и химические источники тока, — не могут
конкурировать по мощности с ЯЭУ и СБ, занимая в то же время
свою функциональную нишу.
По мере роста потребной электрической мощности для КА и
постановки более сложных инженерных задач преимущества
ядерных энергоустановок становятся все более очевидными. Под¬
считано, например, что ЯЭУ при мощности 100 кВт должна иметь
массу в несколько раз меньшую, чем установка с фотоэлектричес¬
ким преобразователем.
В первые несколько десятилетий освоения космического про¬
странства энергетические потребности спутников и других аппара¬
тов не превышали нескольких киловатт и удовлетворялись с помо¬
щью СБ. Поэтому потенциальные возможности ядерных энерго¬
систем для космоса оставались невостребованными, а их разработка
7
и развитие задерживались. Тем не менее в 1965 году в космос бы¬
ла запущена первая американская реакторная установка SNAP-10A
полезной мощностью около 500 Вт. Она была выполнена по наибо¬
лее простой одноконтурной схеме с размещением термоэлементов
непосредственно на холодильнике-излучателе. После 43-суточной
работы установка прекратила свое существование.
В СССР работа по созданию ЯЭУ для космоса началась в 1956
году (ФЭИ, г. Обнинск), где разрабатывался реактор на быстрых
нейтронах [1-2]. Проектирование установки в целом велось в ОКБ
М.М. Бондарюка. На базе этого ОКБ в 1972 году было создано
НПО “Красная Звезда”, включившее в себя филиал ОКБ “Союз” и
ОКБ “Заря”. (В последнем до этого уже велись опытные работы по
созданию ЯЭУ с машинным преобразователем.) Более простой в
конструктивном отношении преобразователь на полупроводниках
создавался сначала в Институте источников тока, затем — в Су¬
хумском физико-техническом институте. С 1970 по 1988 г. совет¬
ская энергоустановка с термоэлектрогенератором полезной мощ¬
ностью около 3 кВт выпускалась на специально построенном серий¬
ном заводе. Всего на орбиты 240—280 км было запущено 32 установ¬
ки этого типа. В 1987 г. в СССР был осуществлен также успешный
запуск двух энергоустановок типа “ТОПАЗ” с термоэмиссионными
преобразователями мощностью 6—8 кВт, которые проработали на
орбите полгода и год. Других запусков космических аппаратов с
реакторными установками на борту до настоящего момента в мире
не производилось. В то же время количество успешно эксплуати¬
ровавшихся в космосе термоэлектрогенераторов на изотопном топ¬
ливе составляет уже несколько десятков [1-3, 1-4]. В Советском
Союзе было произведено четыре успешных запуска КА с изотоп¬
ными источниками энергии. Наибольшего прогресса в этом отно¬
шении добились разработчики космической техники из США.
Энергоустановки с изотопными источниками энергии на борту при
довольно низкой мощности, не превышающей нескольких сотен
ватт в одном блоке, могут иметь ресурс в десятки лет и поэтому
представляют значительный интерес для долгосрочных проектов с
использованием беспилотных аппаратов. Таким энергоустановкам
в учебнике посвящается особый раздел.
В настоящее время принято считать, что реакторные установ¬
ки наиболее целесообразно использовать:
1) для обеспечения энергией постоянно действующей обитае¬
мой станции на Луне;
8
2) на межорбитальном космическом буксире;
3) на космических кораблях с экипажами в экспедициях на
Марс, спутники Юпитера и другие планеты.
Во всех перечисленных случаях энергоустановки должны
иметь высокий реальный ресурс (до десяти и более лет), высокую
мощность (от сотен киловатт до нескольких мегаватт) и надеж¬
ность, которая может быть оценена вероятностью безотказной ра¬
боты более 0,99. Расчетная площадь холодильника-излучателя
ядерной установки так называемого мегаваттного класса с машин¬
ным преобразователем составляет несколько сотен квадратных
метров. Выбор именно машинного преобразователя для такой ЯЭУ
связан с возможностью достижения эффективного КПД порядка
20—30%. Поэтому конструкции и расчетам на прочность элемен¬
тов машинных преобразователей в учебном пособии уделено осо¬
бое внимание.
Также особое место в пособии занимает раздел по электрора-
кетным двигателям. В условиях огромного интереса современного
мирового общества к планируемым в ближайшие десятилетия пи¬
лотируемым полетам на Марс и спутники других планет можно
полагать, что выход в свет данного издания крайне актуален.
Энергоустановки с солнечными батареями и химическими ис¬
точниками тока в силу своей специфики в учебнике не рассматри¬
ваются.
П.В. Андреев
1. РЕАЛИЗОВАННЫЕ И НЕРЕАЛИЗОВАННЫЕ
ПРОЕКТЫ ЯЭУ 1-го ПОКОЛЕНИЯ
К полностью реализованным проектам ЯЭУ с полным основа¬
нием можно отнести только американскую SNAP-10A и советские
установки: с термоэлектрическим (БУК) и с термоэмиссионным
(ТОПАЗ) преобразователями. Все названные установки поработа¬
ли в космосе. Первая из них, запущенная в 1965 году, сегодня
представляет в основном исторический интерес. В ее реакторе ис¬
пользовалась энергия тепловых нейтронов. Эффективный КПД со¬
ставлял менее 1,5 % при полезной мощности 500 Вт. Судя по чер¬
тежам установки, приведенным в ряде источников (например, в
книгах [1-5, 1-6, 1-7]), отсутствие у разработчиков опыта привело
к серьезным недостаткам в конструкции: электромоторы системы
регулирования были размещены непосредственно вблизи реакто¬
ра, а зубчатые передачи той же системы — в открытом космосе.
То, что ЯЭУ была одноконтурной, привело к упрощению кон¬
струкции и значительному уменьшению массы, но одновременно к
снижению эффективного КПД. Считается, что причиной отказа в
работе установки явилось повреждение регулятора напряжения,
установленного в системе управления КА, и, как следствие, пода¬
ча ложной команды на остановку реактора [1-8]. В 60-е и 70-е
годы в СССР и США разрабатывались и другие типы ЯЭУ, дове¬
денные до разной степени готовности, но оставшиеся на Земле. К
ним относятся советские энергоустановки с паротурбинными пре¬
образователями Э-30 и Э-100. Некоторые из основных узлов пер¬
вой из них с проектируемой полезной мощностью 30 кВт с опреде¬
ленной степенью успеха прошли стендовые испытания. По разным
причинам, в частности из-за отсутствия в то время надежных схем
конструкции гидростатических и гидродинамических подшипни¬
ков, работа над двумя этими проектами была остановлена. В США
в 70-е и 80-е годы серьезное внимание уделялось проблеме созда¬
ния ЯЭУ с полупроводниковыми преобразователями [1-9, 1-10]. В
10
проекте одной из них с полезной мощностью 25 кВт проявились
отдельные будущие черты реакторных установок 2-го поколения:
трехсекционная радиационная защита, включающая в себя тяже¬
лый компонент; раздвижной холодильник-излучатель и др. Мас¬
совые характеристики энергоустановки были далеко не лучшими.
Работа над этим проектом также была остановлена. Не увенчалось ус¬
пехом и создание установки SP-100 заявленной мощностью 100 кВт
(позднее мощность была уменьшена до 40 кВт, затем работы по ус¬
тановке были прекращены).
Исследования реакторных термоэлектрогенераторов космичес¬
кого назначения в последней трети XX века проводились также в
странах Западной Европы [1-8]. Основной причиной потери интереса
разработчиков к ЯЭУ с ТЭГами является большая площадь ХИ,
что не позволяет разместить КА с ЯЭУ под обтекателем современ¬
ных PH.
Тем не менее при проектировании современных реакторных
энергоустановок используется неоценимый опыт, накопленный
при разработке и эксплуатации ЯЭУ 1-го поколения. Основные
сведения о некоторых из них приводятся ниже.
1.1. Двухконтурная энергоустановка
с термоэлектрогенератором “БУК”
1.1.1. Принципиальная схема, параметры
и история создания ЯЭУ
Для энергоустановки была выбрана двухконтурная схема
(рис. 1.1.1), в каждом контуре циркулирует эвтектический сплав
натрий-калий (22%—78%). В ядерном реакторе на быстрых ней¬
тронах теплоноситель нагревается до 700°С, отдает тепло в полу¬
проводниковом термоэлектрогенераторе и возвращается в реактор
при 600°С. Теплоноситель второго контура поступает в ТЭГ при
температуре около 300°С и нагревается в нем до 400‘С [1-2].
Заправочные клапаны служат для заполнения контуров эвтек¬
тикой и последующей их отсечки от наземных систем. Перекачка
горячего и холодного теплоносителей осуществляется с помощью
двухканального электромагнитного насоса, выполненного в одном
блоке. В каждый из контуров включен свой компенсационный
бак, выполняющий две функции: создание дополнительного про¬
странства для расширения жидкого металла и обеспечение анти-
11
кавитационного уровня давления в ЭМН. В первом контуре для
недопущения закипания теплоносителя сначала поддерживается
более высокое, чем во втором, давление. Затем, при достижении
определенной температуры теплоносителя горячего контура, от¬
крывается специальный перепускной клапан с плавкой вставкой,
установленный между заполненными аргоном полостями компен¬
сационных баков, и соединяет эти полости. После этого оба бака
работают совместно на два контура.
Рис. 1.1.1. Принципиальная схема двухконтурной ЯЭУ:
1 — реактор; 2 — термоэлектрогенератор; 3 — холодильник-излучатель;
4 — электромагнитный насос; 5 — пусковой блок; 6 — клапан сброса;
7 — стартовый нагреватель; 8 — управляющий стержень; 9 — блок САУ;
10, 11 — компенсационные баки; 12 — клапан с плавкой вставкой;
13 — балластное сопротивление; 14, 15 — заправочные (отсечные)
клапаны; 16, 17 — дренажные клапаны; 18 — горячая ловушка
Электронная система автоматического управления обеспечива¬
ет плавный выход реактора на номинальный режим, соответст¬
вующий полезной электрической мощности ТЭГа около 3 кВт. На
ЯЭУ есть пусковой блок с аккумулятором, питающим ЭМН в тече-
12
ние примерно одного часа. По истечении этого времени аккумуля¬
тор расплавляется, и его остатки в виде пара через специальный
клапан выбрасываются в космос.
За параметрами ЯЭУ следят датчики температуры и давления
теплоносителей, датчик нейтронных потоков (ионизационная ка¬
мера), установленный на корпусе реактора, датчики положения
управляющих стержней. Сигналы от них подаются на блок САУ.
Балластное сопротивление, включенное в холодный контур, слу¬
жит (в определенные периоды времени) для утилизации излишней
электроэнергии, вырабатываемой ТЭГом.
Запуску первой советской ЯЭУ с ТЭГом, осуществленному в
1970 году, предшествовала огромная научно-исследовательская,
конструкторская и экспериментальная работа. Для полномасштаб¬
ных наземных энергетических испытаний ЯЭУ был построен спе¬
циальный стенд. На нем были проведены доводочные испытания,
предшествовавшие большой серии летных испытаний до принятия
установки в эксплуатацию.
Серьезные изменения в конструкцию ядерного реактора были
внесены после аварийного падения ЯЭУ в составе спутника “Кос¬
мос-954” в январе 1978 г. В результате разгерметизации прибор¬
ного контейнера произошел отказ в системе увода спутника на вы¬
сокую орбиту (орбиту длительного существования), после чего
космический аппарат начал неуправляемо снижаться. Его не сго¬
ревшие в атмосфере остатки упали на территорию Канады в мало¬
населенном районе [1-11]. Канадское правительство отказалось
принять помощь СССР в ликвидации последствий аварии и вос¬
пользовалось помощью Комиссии по атомной энергии США. В
связи с этим финансовые претензии канадской стороны были
удовлетворены лишь наполовину. Отказ в принятии помощи был
связан, очевидно, с тем, что впервые в руки американских специ¬
алистов попали материальные свидетельства высоких технологий
в той области, в которой специалисты США отставали. После этой
аварии в конструкцию ЯЭУ была введена дополнительная система
радиационной безопасности, позволявшая автоматически выбра¬
сывать из корпуса реактора весь комплект твэлов и обеспечивать
диспергирование ядерного топлива и его 100%-ное сгорание при
аварийном сходе установки с орбиты и несанкционированном воз¬
вращении на Землю [1-12]. Мелкодисперсные частицы, которые
могут выпасть при этом на земную поверхность, рассеиваются на
такой большой территории, что не представляют опасности для
13
населения. Доказательством может служить случай с ЯЭУ спутни¬
ка “Космос-1402”, прекратившего свое существование в декабре
1982 г. над южной частью Атлантического океана. Активная
часть реактора полностью сгорела в атмосфере, и корабли ВМС
США, посланные в этот район, не смогли обнаружить объекты с
уровнем излучения, превышающим естественный фон.
1.1.2. Компоновочная схема ЯЭУ
Общая концепция компоновки определяется тем, что должны
выполняться следующие основные условия:
- компактное размещение в ракете-носителе;
- обеспечение радиационной защиты полезного груза и обору¬
дования;
- возможность реализации минимальной по массе конструк¬
ции;
- обеспечение положения центра тяжести в заданных грани¬
цах.
Должны выполняться также некоторые другие условия, в част¬
ности связанные с возможностью отстрела активной зоны реакто¬
ра, о чем говорилось выше.
Компоновочная схема энергоустановки показана на рис. 1.1.2.
В головной части ЭУ находится ядерный реактор 1, окруженный
боковым отражателем, в пазах которого размещаются управляю¬
щие стержни. В этой же зоне располагаются датчики нейтронных
потоков 2 (ионизационные камеры). Реактор на кронштейнах под¬
вешивается к узлу защиты 5. С противоположной стороны к узлу
защиты крепится коническо-цилиндрическая рама 18 холодиль¬
ника-излучателя 17. В его внутреннем пространстве находится
термоэлектрогенератор 13. Там же размещаются электромоторы с
редукторами 6 для привода управляющих стержней реактора.
Движение стержням передается через шестерни и зубчатые рейки 7.
Внутреннее пространство ХИ используется также для размещения
компенсационных баков 8 и 9, пускового блока 16, горячей ло¬
вушки 10 реакторного контура, стартового нагревателя 11, элек¬
тромагнитного насоса 15, балластного сопротивления 20.
Теплоноситель выходит из реактора по трубопроводу 3, входит
в ТЭГ через сильфонный узел 12, отдает там часть тепла и возвра¬
щается в реактор через ЭМН 15, подвешенный на корпусе ТЭГа.
14
'
>к
о
В
ч
о
X
и
>>
m
W
«
о
К
ей
&
О
Е-|
И
ев
Ф
а
ч
о
и
о
а
в
о
ю
а
ев I
В и
S -&
а л
М Ч
s в
« °
в I
а I
® <м
о *ч
Ф .
з
н
в
О 5S
в о
X в
>> ч
в о
Ч X
СО
•- S
в
о
в
о
Е-
о
в
X
я
в
в
ч
ф
&н
ев
В
... ф
« а
ф ь
я 2
* м
а "В
2 Я
« g
х £
в &
2 g
2 °
ч 1
я »-
ев ^
a ^
В у
* В
* a
Co
Й я
и >>
a §
» Ц
w
tti
в
в
a
о
в
&н в
. о
« &
JS
• ®
е-н И
ф
в
X
<м
а
о
в
в
ев
Ф
а
2 '
а о
СО >-1
S N
« К
<Й
а»
я
в
в 5
a
о
в
в
ев
О
В
а
ев
О
ф В
a ф
в
S
о
в
ч
о
в
о
а |
в I
Ю 05
>» .
а оо
в
15
ный узел; 13 — термоэлектрогенератор; 14 — токовыводы; 15 — электромагнитный насос; 16 — пуско¬
вой блок; 17 — холодильник-излучатель (ХИ); 18 — рама ХИ; 19 — выходной коллектор ХИ;
На возвратной магистрали теплоноситель проходит через горячую
ловушку 10.
В систему холодного контура включено балластное сопротив¬
ление 20, представляющее собой электронагреватель для сброса
электроэнергии. Насос 15 выполнен таким образом, что его магни-
топровод и токовая обмотка являются общими для каналов горя¬
чего и холодного контуров. Компенсационные баки унифициро¬
ванной конструкции связаны каждый со своим жидкометалличес¬
ким контуром. О том, что газовые полости баков при определен¬
ных условиях могут соединяться, было сказано в предыдущем
разделе.
1.1.3. Ядерный реактор
Главной частью ядерного реактора на быстрых нейтронах яв¬
ляется активная зона, состоящая из 37 плотноупакованных твэлов
(зазор между ними составляет около 0,1 мм). Каждый твэл содер¬
жит три уран-молибденовых блочка длиной по 55 мм и два берил-
лиевых блочка длиной по 100 мм, образующих торцовые отража¬
тели. Во всех твэлах содержится около 30 кг ядерного топлива,
обогащенного до 90% по U-235. Основная часть корпуса реактора
представляет собой шестигранную призму с размером “под ключ”
140 мм. Корпус окружен бериллиевым отражателем толщиной
100 мм, в котором параллельно оси могут перемещаться шесть бе-
риллиевых стержней — органы управления реактором. Отража¬
тель выполнен в виде отдельных секций, стянутых стальной лен¬
той. В соответствии с первоначальной концепцией безопасности
предусматривалось, что при сходе спутника с орбиты и попадании
в плотные слои атмосферы лента должна быстро перегорать, обес¬
печивая развал секций отражателя и сгорание корпуса вместе с ак¬
тивной зоной [1-2]. Как было отмечено выше, после аварии спут¬
ника “Космос-954” в конструкцию реактора были внесены измене¬
ния, обеспечивающие выброс всего комплекта твэлов (рис. 1.1.3).
Твэлы опираются своими хвостовиками на верхнюю и ниж¬
нюю опорные решетки и в продольном направлении фиксируются
в верхней. Горячий теплоноситель из нижней полости реактора
через три радиальных патрубка поступает в торовый коллектор,
охватывающий две трети окружности, и через общий трубопровод
направляется в ТЭГ.Нижнее днище реактора вместе с частью кор¬
16
пуса служит опорой для трех кронштейнов двутаврового сечения,
с помощью которых реактор крепится к узлу защиты.
Рис. 1.1.3. Схема выброса твэлов из реактора [1 —17]:
1 — опорная решетка; 2 — сборка твэл; 3 — корпус реактора;
4 — стержень регулирования; 5 — радиационная защита;
6 — боковой отражатель; 7 — исполнительный механизм
Регулирование реактора осуществляется за счет изменения
эффективной толщины бокового отражателя из бериллия путем
ввода—вывода цилиндрических стержней из того же материала в
зону отражателя.
1.1.4. Узел защиты
Для защиты от нейтронных потоков всей конструкции и, глав¬
ным образом, приборного отсека, применяется теневая радиацион¬
ная защита. Она представляет собой цилиндрический корпус, за¬
полненный гидридом лития (на рис. 1.1.4 показан один из первых ва¬
риантов узла защиты ЯЭУ “БУК”). Для фиксации массы гидрида
лития внутри оболочки в ней размещена специальная арматура.
В корпусе защиты выполнены шесть сквозных каналов, через
которые проходят конструктивные элементы, соединяющие нахо¬
дящиеся за радиационной защитой электромоторы с органами ре¬
гулирования реактора (стержнями).
17
Рис. 1.1.4. Узел защиты:
1 — оболочка; 2 — крышка заливной горловины; 3 — трубка для
прохода привода стержня; 4 — перфорированная арматурная трубка;
5 — усадочный зазор; 6 — патрубок для проверки герметичности узла
и измерения усадочного объема; 7 — фланец крепления реактора;
8 — тепловое зеркало; 9 — кронштейн крепления рамы
холодильника-излучателя
Верхнее днище корпуса защиты снабжено тремя узлами для
крепления реактора. В центральной части выпуклого нижнего
днища размещается горловина, после заливки гидрида лития она
заваривается. К периферийной части днища привариваются шесть
кронштейнов, к которым крепится стальная трубчатая рама холо¬
дильника-излучателя .
Особенности конструкции защиты ЯЭУ “БУК” и ее отличие от
подобных узлов других ЯЭУ 1-го поколения более подробно рас¬
смотрены в разделе 2.4.
1.1.5. Электропривод системы управления реактором
Во внутреннем пространстве конической части холодильника-
излучателя располагаются два электромотора со своими редукто¬
рами. Команды на включение электромоторов подаются от систе¬
мы автоматического управления, находящейся в приборном кон¬
тейнере.
Выходной вал каждого редуктора связан с тремя шестернями,
сообщающими возвратно-поступательное движение трем зубчатым
рейкам. Каждая из реек через шарнирные соединения включена в
систему управления одним из шести цилиндрических стержней,
размещающихся в своих кожухах. Для уменьшения потерь на тре¬
18
ние внутренние поверхности кожухов покрыты слоем твердой
смазки дисульфида молибдена, а в теле каждой рейки под углом
90° на подшипниках качения установлены ролики, катящиеся при
движении по своему, реечному кожуху. Синхронизация движения
одной тройки управляющих стержней с движением другой осу¬
ществляется через электросхему.
Кожухи всех движущихся деталей электропривода герметич¬
ны и заполнены аргоном, благодаря чему предотвращается воз¬
можность диффузионной сварки соприкасающихся деталей.
1.1.6. Термоэлектрогенератор
Конструктивная схема узла показана на рис. 1.1.5. В ТЭГе в
виде “слоеного пирога” попеременно размещаются четыре го¬
рячие и пять холодных панелей. Между каждой парой соседних
панелей установлены секции скоммутированных между собой тер¬
моэлементов, объединенных в батарею. Для обеспечения хорошего
теплового контакта составных частей сборки ее располагают меж¬
ду двумя специальными уплотнителями на опорных плитах. Пос¬
ледние шарнирно подвешены внутри корпуса 'ГЭГа. Уплотнители
и панели имеют сходную конструкцию. Внутри тех и других раз¬
мещаются гофрированные вставки. В панелях они являются не
только упругими элементами, но и направляющими для потока
теплоносителя.
Рис. 1.1.5. Термоэлектрогенератор:
1 — термостолбики; 2 — горячие панели; 3 — холодные панели;
4 — уплотнитель; 5 — опорная плита; 6 — кронштейны подвески
батареи; 7 — корпус; 8 — узлы ввода и вывода теплоносителей;
9 — токовыводы; 10 — узел крепления генератора
19
После установки всех элементов пакета на место уплотнители
заполняются аргоном под давлением, затем заправочные штенгели
(трубочки) обжимаются и завариваются. Для повышения жесткос¬
ти опорные плиты выполнены в виде двухслойных пластин, свя¬
занных между собой короткими втулками, оси которых перпенди¬
кулярны к поверхностям пластин. Жесткость самого корпуса
ТЭГа обеспечивается тремя кольцевыми шпангоутами. Средний
шпангоут в местах расположения токовыводов “разветвляется”.
Подвод горячего и холодного теплоносителей к ТЭГу и отвод от
него осуществляется через патрубки особой конструкции (рис. 1.1.6).
Каждый состоит из двух сильфонных секций, наружные торцы
которых связаны с днищем термоэлектрогенератора, а внутренние
— с трубопроводом теплоносителя. Полость вокруг сильфонов за¬
полнена аргоном для уравновешивания давления со стороны жид¬
кого металла. Эта полость вакуумируется и заполняется аргоном
через штенгель, защищенный трубчатым кожухом от случайного
повреждения.
Рис. 1.1.6. Патрубок с компенсатором
Во избежание потери устойчивости в земных условиях корпус
ТЭГа сразу после вакуумирования также заполняется аргоном. В
своей средней части корпус имеет футерки для подвески электро¬
магнитного насоса. К раме холодильника-излучателя ТЭГ крепит¬
ся в двух поясах с помощью трубчатых элементов. Узлы крепле¬
ния обеспечивают возможность температурного расширения кор¬
пуса как в осевом, так и в радиальном направлении.
20
1.1.7. Холодильник-излучатель
Силовой основой для собственно ХИ и ряда размещенных
внутри него узлов является стальная трубчатая рама. Собственно
ХИ состоит из торообразных входного и выходного коллекторов,
трубок и перепонки. Коллекторы и трубки выполнены из нержа¬
веющей стали аустенитного класса, перепонка — из меди. Для
обеспечения равномерного подвода теплоносителя к трубкам ХИ
перед входным коллектором установлен еще один — дополнитель¬
ный, связанный с основным короткими патрубками. Аналогич¬
ным образом выполнена конструкция выходного коллектора, но
там дополнительный коллектор установлен после основного. Недо¬
статком применения таких конструктивных приемов является
увеличение массы ХИ.
Внутри холодильника-излучателя, как показано на рис. 1.1.2,
размещается целая группа узлов и агрегатов: ТЭГ, электроприво¬
ды системы управления реактором, пусковой блок, компенсацион¬
ные баки, электромагнитный насос и др.
1.1.8. Пусковой блок
Пусковой блок служит для питания ЭМН в период после вывода
ЯЭУ на орбиту. В состав блока входят серебряно-цинковый аккуму¬
лятор и реле, обеспечивающее прохождение тока большой силы.
В процессе вывода ЯЭУ на рабочий режим аккумулятор сильно
нагревается и его корпус расплавляется. Во избежание разрушения
корпуса пускового блока (он оформлен в виде тонкостенной цилинд¬
рической оболочки с эллиптическими днищами) по команде от САУ
открывается так называемый клапан сброса, после чего продукты
расплавления аккумулятора выбрасываются в открытый космос.
Пусковой блок подвешивается к раме ХИ в двух поясах, в
одном из них имеются два узла фиксации, в другом — один, пла¬
вающего типа.
1.1.9. Горячая ловушка
Горячая ловушка предназначена для очистки теплоносителя
от окислов натрия и калия химическим путем. Главной ее частью
(рис. 1.1.7) является так называемая вставка, собираемая из пяти
21
гладких и четырех гофрированных обечаек, изготовленных из по¬
лосы отожженного циркония. Их размеры подобраны таким обра¬
зом, что гладкие и гофрированные обечайки в радиальном направ¬
лении чередуются. Тем самым обеспечивается контакт жидкого
металла с максимальной площадью поверхности циркония при
приемлемом гидравлическом сопротивлении. Пакет обечаек для
удобства сборки заключен в тонкостенную цилиндрическую обо¬
лочку, в центральной части пакета устанавливается его силовая
основа — трубка. Крестообразно расположенные на торцах пакета
ребра сварены с трубкой и оболочкой. Собранная таким образом
вставка размещается внутри корпуса ловушки, состоящего из
диффузорного входного, цилиндрического среднего и конфузорно-
го выходного участков. С целью уменьшения гидравлических по¬
терь на входе диффузорный участок выполнен удлиненным.
Рис. 1.1.7. Горячая ловушка
Место установки горячей ловушки в контуре подбирается так,
чтобы обеспечить ее эффективную работу. Рассматриваемая ло¬
вушка имеет удовлетворительные характеристики при температу¬
ре 550—650°С, когда цирконий активно реагирует с окислами и
щелочами натрия и калия. Продукты реакции образуют твердую
пленку на поверхности циркониевых обечаек. Допустимым счита¬
ется привес от 1,5 до 4%. Если привес будет больше, то из-за ох¬
рупчивания поверхностного слоя циркония частицы обечаек мо¬
гут отламываться и засорять контур. Уменьшение относительного
привеса может быть достигнуто увеличением поверхности обеча¬
ек, т.е. увеличением размеров ловушки, что приведет к росту ее
массы.
22
1.1.10. Компенсационные баки
Как было отмечено выше, в первом и втором контурах ЯЭУ ис¬
пользуются одинаковые компенсационные баки (синонимы —
компенсационные емкости, расширительные баки). Каждый КБ
представляет собой тонкостенный цилиндрический сосуд с эллип¬
тическими днищами, внутри которого установлены два сильфона
(рис. 1.1.8). Своими плоскими днищами они обращены друг к
другу, а краями открытых торцов через промежуточные кольца
приварены к корпусу, образуя три полости внутри КБ. Наимень¬
шие по объему средние полости обоих баков связаны с магистра¬
лями своих контуров и, следовательно, заполнены эвтектикой.
При изменении температур в контуре соответственно изменяются
объемы эвтетик, что заставляет сжиматься или расширяться силь¬
фоны. Упругой средой служит закачанный в полости под сильфо¬
нами аргон под давлением, обеспечивающим бескавитационную
работу электромагнитного насоса. В каждом баке полости с арго¬
ном связаны между собой наружной трубкой.
Рис. 1.1.8. Компенсационный бак
23
Возможность совместной работы двух баков как единой систе¬
мы обеспечивается установкой клапана с плавкой вставкой, свя¬
зывающего их газовые полости (см. раздел 1.1.1).
Несмотря на внешнюю простоту конструкции, компенсацион¬
ные баки оказались одними из наиболее дефектных узлов ЯЭУ.
Для сильфонов характерна разнотолщинность материала, доходя¬
щая иногда до 20%. Дефекты сильфонов зачастую обнаружива¬
лись только при окончательных испытаниях баков, в связи с чем
приходилось отбраковывать готовые узлы, в которых один из силь¬
фонов оставался вполне пригодным для работы. Поэтому был осу¬
ществлен переход к другой технологии изготовления узлов, при
которой каждый бак собирался из двух автономных половин с уже
испытанными сильфонами. Такой подход позволил сделать про¬
цесс производства КБ более экономичным.
Для подвески баков к раме ХИ служат кронштейны. Корпуса
баков усилены Г-образными в сечении ребрами жесткости, прива¬
ренными контактной сваркой.
В состав рассматриваемой энергоустановки входят и другие
агрегаты: двухканальный электромагнитный насос, стартовый на¬
греватель, балластное сопротивление, заправочные клапаны, дат¬
чики нейтронных потоков и др. Названные узлы имеют значитель¬
ное конструктивное сходство с используемыми в ЯЭУ “ТОПАЗ”,
которая будет рассмотрена ниже.
1.1.11. Другие агрегаты ЯЭУ
Основные характеристики ЯЭУ “БУК”
Полезная электрическая мощность
Загрузка урана-235 в реакторе
Количество твэлов в реакторе
Длина активной зоны
Размер корпуса реактора “под ключ”
Толщина радиального отражателя
Температура теплоносителя на входе в ТЭГ
Температура теплоносителя на входе в реактор
30 кг
3 кВт
37
700°С
600°С
140 мм
100 мм
165 мм
24
1.2. Одноконтурная энергоустановка “ТОПАЗ”
1.2.1. Принципиальная схема, история создания
и параметры, ЯЭУ
Идея создания космической ЯЭУ с реактором-преобразовате¬
лем “ТОПАЗ” (термоэмиссионный, опытный, с преобразователями
в активной зоне) принадлежит ученым из Физико—энергетическо¬
го института (ФЭИ) г. Обнинска [1-2]. Принципиальная схема
энергоустановки показана на рис. 1.2.1. Источником энергии яв¬
ляется реактор на нейтронах промежуточного спектра с замедли¬
телем из гидрида циркония. Применение этого материала позво¬
ляет осуществлять сброс тепла в реакторе при температуре тепло¬
носителя 610°С, что соответствует приемлемой площади холодиль¬
ника-излучателя [1-1]. Теплоноситель реактора-преобразователя
(22% Na + 78% К) из РП по трем параллельным трубопроводам по-
Рис. 1.2.1. Принципиальная схема ЯЭУ “ТОПАЗ”:
1 — реактор-преобразователь; 2 — генератор паров цезия; 3 — сборник
паров цезия; 4 — блок САУ; 5 — рабочий цилиндр управления; 6 — хо¬
лодильник-излучатель; 7 — стартовый нагреватель; 8 — балластное сопро¬
тивление; 9 — электромагнитный насос; 10, 14 ■— клапаны заправоч¬
ные (отсечные); 11 — клапан дренажный; 12 — аккумулятор; 13 —
компенсационный бак; 15 — датчик давления; 16 — горячая ловушка
25
ступает во входной коллектор ХИ и, пройдя по его трубкам, ока¬
зывается в выходном. Далее поток снова разделяется на три части.
В каждую из трех параллельных магистралей включены стартовый
нагреватель и балластное сопротивление. Теплоноситель по трубо¬
проводам поступает в трехканальный электромагнитный насос, а
оттуда — во входную полость РП.
Для заполнения контура теплоносителем используются запра¬
вочные клапаны. Компенсационный бак служит для поддержания
антикавитационного давления в контуре и местом размещения
увеличивающегося при нагревании объема эвтектики. Датчики
давления и температуры, а также датчики нейтронных потоков
(на схеме не показаны) связаны с системой автоматического уп¬
равления ЯЭУ. Эта система при необходимости воздействует на
положение управляющих цилиндров.
Циркуляция теплоносителя в энергоустановке “ТОПАЗ” обес¬
печивает охлаждение коллекторов 79 электрогенерирующих кана¬
лов, в каждом из которых размещены по пять вакуумных диодов.
Для нейтрализации отрицательного пространственного заряда, со¬
здаваемого электронами вокруг эмиттера, в вакуумном диоде долж¬
ны находиться положительные ионы. Соответствующий эффект
достигается введением в межэлектродный зазор паров цезия (ще¬
лочного металла с низким потенциалом ионизации), которые по¬
ступают в электрогенерирующий канал из ГПЦ. Далее пары цезия
оседают в накопителе на основе графита.
Первые ресурсные испытания ЯЭУ “ТОПАЗ” конструкции
ОКБ и ТМКБ “Союз” были проведены на наземном стенде ФЭИ в
1970 г. Проектно-конструкторские работы по энергоустановке в
целом с 1972 г. велись в НПО “Красная Звезда”. Доводка ЭУ силь¬
но замедлилась из-за аварии спутника “Космос-954”. Поэтому пер¬
вые в мире космические запуски термоэмиссионных ЯЭУ состоя¬
лись только в 1987 г. Первая установка, в ЭГК которой использо¬
вались эмиттеры из молибдена, проработала на орбите 810/970 км
полгода. Применение во второй установке эмиттеров из вольфрама
позволило ей при том же запасе цезия проработать на орбите
797/813 км около года.
Основные характеристики ЯЭУ "ТОПАЗ1” [1-1]
Выходная электрическая мощность
Выходное напряжение
Диаметр и высота АЗ реактора
6—8 кВт
постоянное, 32 В
280 мм; 364 мм
26
Наружный диаметр реактора
Загрузка урана-235 в реакторе
Максимальная температура теплоносителя
Площадь поверхности холодильника-излу¬
чателя
460 мм
12 кг
610°С
7 м2
Масса ЯЭУ
Длина ЯЭУ
Максимальный диаметр ЯЭУ
1200 кг
4,7 м
1,3 м
1.2.2. Компоновочная схема ЯЭУ
Полноразмерный макет энергоустановки “ТОПАЗ” неоднократ¬
но демонстрировался на выставках различного уровня (например,
в павильоне “Физика” ВДНХ). В головной части ЯЭУ (рис. 1.2.2)
размещаются генератор паров цезия 16 и четыре мотора электро¬
привода управляющих цилиндров: два основных 5 относятся к
штатной системе управления реактором-преобразователем, два вспо¬
могательных 6 — к аварийной. Электромоторы нижними фланцами
состыкованы с кольцевым редуктором 4, где происходит распределе¬
ние крутящего момента от каждых двух моторов на свои шесть
цилиндров. Всего в систему управления реактором-преобразовате¬
лем включены двенадцать цилиндров: шесть рабочих (РЦ) и шесть
аварийных (АЦ). С кольцевым редуктором они связаны карданны¬
ми валами, находящимися в кожухах с температурными сильфон¬
ными компенсаторами. В пространстве вокруг кожухов установле¬
ны четыре цилиндрических коллектора 3 для сбора паров цезия.
Над нижней частью реактора-преобразователя размещаются два
датчика нейтронных потоков 2.
Силовая связь между РП и узлом защиты 9 осуществляется
через проставку 1 7, внутри которой размещается трехканальный
электромагнитный насос. С противоположной стороны к узлу за¬
щиты крепится безрамный холодильник-излучатель 11. В его
верхней части на силовых элементах, связанных с узлом защиты,
установлены компенсационный бак 10, аккумулятор 15 и другие
агрегаты пусковой системы. Сопло 18, через которое выбрасывает¬
ся то, что остается от аккумулятора после окончания его работы,
находится в головной части ЯЭУ. Ось сопла совмещена с осью сим¬
метрии установки.
Положение возвратных магистралей теплоносителя, проходя¬
щих через внутреннее пространство ХИ, показано на второй про-
27
<D Ен
Ы о
<D л
a 2
a «
я g
«&
Ч о
I*
О Д
« 5g
я 3
со ffi
£ 3
Я
ф
Eh
Я
CO
«
Is
s l
о
к
о
и
ч w
0 щ
X О
1 я
I вг
_ и
"ч (1)
"ч о
X
К £*
В М
ю Ч ' •
00
с °
Й VO
^ I
Й5 СО
со .„
&3 м
о
S
я
Я
и _
ft в
>Я I
*4 1
л
Я ^
я ^
О .Г-
я
S
<и
X
о
« X
то
Я
я
о
И
о
я -
о ’Я
л
и ,
я
о 1
Л<о
в
s
о
W
я
и
в
в
Еч
СМ <й
СС1
о I
В csj
ft
Ф м
в в
3 о
° 2
в g-
I 8
о ф
S; о
в
LT 5й
Л у
f-> Я
в ч
В §
U 40
4 I
<D
СО СО
к*> »*н
1 а
05 X
Со
я
о
о
а
VO
о
S
о
я
я
я
я
ч
я
я
я
CD
h
Я
Я
О
со
Я
Л VT
Ю я
О Я
CD VO
Р< О
Я ft
л °
е* в
>. к я
&*й
Ч>
« В
о ч
В о
« X
о 3
X W
л ,
«
см
в я
ф л
ft
Ч>
л
ч
ф
н
в
м
ф
а
я
я
=я
3
я
28
екции рис. 1.2.2. На этих магистралях установлены стартовые на¬
греватели 14 и балластные сопротивления 13.
1.2.3. Конструкция электрогенерирующих каналов
и реактора-преобразователя в целом
В реакторах “ТОПАЗ” использовались пятиэлементные ЭГК
стержневой конструкции (рис. 1.2.3) с внутренним расположени¬
ем высокотемпературного ядерного топлива на основе двуокиси
урана. Таблетки топлива были заключены в короткие герметич¬
ные трубки из молибденового сплава ВМ-1. Наружная поверх¬
ность этих трубок при разогреве изнутри теплом ядерной реакции
деления служит эмиттером электронов. Коллектором является по¬
верхность трубок из ниобиевого сплава ВН-2, хорошо согласующе¬
гося по термическому расширению с деталями из окиси алюми¬
ния, изолирующими отдельные элементы ТЭП от общего внешне¬
го кожуха ЭГК из нержавеющей стали. Между катодами и анода¬
ми соседних элементов последовательная электрическая коммута¬
ция осуществляется с помощью ниобиевых перемычек. Стабиль¬
ность межэлектродных зазоров ТЭП, имеющих ширину 0,4 мм,
обеспечивается дистанционаторами из окиси алюминия. Длина от¬
дельных ТЭП в ЭГК различна и увеличивается от центра активной
зоны к торцам реактора. Это способствует выравниванию распре¬
деления температур вдоль эмиттеров в рабочих условиях и отчас¬
ти компенсирует влияние осевой неравномерности тепловыделе¬
ния на электрические характеристики реактора-преобразователя.
В активной зоне РП размещено 79 ЭГК. Для выравнивания ра¬
диального поля энерговыделения в поперечном направлении ЭГК
Рис. 1.2.3. Упрощенная конструктивная схема ЭГК РП “ТОПАЗ”:
1 — тепловыделяющий сердечник; 2 — эмиттер; 3 — коллектор;
4 — межэлектродный зазор; 5 — изоляционный слой;
6 — внешняя оболочка
29
размещены с неравномерным шагом. Увеличением на 20% относи¬
тельно среднего значения объемной доли замедлителя от центра
АЗ к периферии, приходящейся на один канал, удалось снизить
коэффициент неравномерности энерговыделения на ЭГК до 1,05.
ЭГК реактора-преобразователя объединены в две электрически
скоммутированные секции — основную и насосную. Последняя
служит для питания ЭМН. Размещение ЭГК в активной зоне и их
коммутация показаны на рис. 1.2.4. Основная секция состоит из
шести параллельных цепей, в каждой из которых последовательно
соединены примерно по десять ЭГК (их число выбиралось в зави¬
симости от положения в активной зоне с учетом поля энерговыде¬
ления). Насосная секция состоит из девятнадцати параллельно со¬
единенных ЭГК, находящихся в центральной части активной
зоны.
Рис. 1.2.4. Схема коммутации РП “ТОПАЗ”:
(линиями показана коммутация ЭГК основной и насосной секций);
АЦ — цилиндр аварийной защиты; РЦ — регулирующий цилиндр
Конструктивная схема реактора-преобразователя показана на
рис. 1.2.5. ЭГК коммутируются в верхней и нижней камерах,
имеющих герметичные токовыводы обеих секций. Верхняя ком¬
мутационная камера снабжена дроссельным устройством для вы-
30
вода из межэлектродных зазоров ЭГК газообразных продуктов де¬
ления, а также паров цезия. Свежие пары цезия попадают в ЭГК
за счет собственной упругости из ГПЦ, представляющего собой
термостат с электрическим нагревателем.
Рис. 1.2.5. Конструктивная схема РП “ТОПАЗ”:
1,2 — торцовые отражатели; 3, 4 — коммутационные камеры;
5,6 — токовыводы; 7 — электрогенерирующий канал; 8 — полость
теплоносителя; 9 — регулирующий цилиндр; 10 — корпус реактора;
11 — замедлитель; 12 — боковой отражатель
В центральной части реактора размещается замедлитель в
виде четырех дисков из гидрида циркония. В каждом из дисков
имеется 79 отверстий для прохода трубок, по которым протекает
теплоноситель. Поворотные цилиндры из бериллия с боросодержа¬
щими секторными накладками располагаются внутри бокового от¬
ражателя. Поворот таких цилиндров бором в сторону активной
зоны увеличивает поглощение нейтронов и уменьшает мощность
реактора-преобразователя. Нижний торцовый отражатель вклю¬
чен в силовую схему РП.
31
1.2.4. Электромагнитный насос
Вид в плане трехканального ЭМН и его поперечное сечение по¬
казаны на рис. 1.2.6. Разделение потока теплоносителя на три па¬
раллельных способствуют улучшению массовых и электрических
характеристик агрегата. Четырехвитковый токопровод 3, каналы
4,5,6 и вкладыши 7 связаны между собой в единый узел, собран¬
ный с помощью пайки серебряным припоем. Для улучшения гид¬
равлических характеристик насоса рабочие участки каналов с тол¬
щиной стенки 0,5 мм электрополированы по наружной и внутрен¬
ней поверхностям. Торцовые участки каналов имеют припуски
для подсоединения и отрезки до и после испытаний на прочность
и герметичность, а также после сдаточных испытаний насоса.
Узел токопровода с каналами устанавливается между силовыми эле¬
ментами конструкции — основанием 1 и крышкой 2, изготовлен¬
ными из магнитного материала. В качестве электрической и теп¬
ловой изоляции используются слюдопластовая и асбестовая бума¬
га. Накладки 8 на основании и крышке магнитопровода предохра¬
няют каналы, нагруженные давлением теплоносителя, от дефор¬
мации, а также определяют взаимное положение магнитопровода
и токопровода. На поверхности А последнего с помощью резьбо¬
вых шпилек фиксируются контактные элементы (на рисунке не
показаны) для измерения электрического напряжения. Вокруг от¬
верстий в головках В и Г токопровода с помощью пайки крепятся
стальные кольца 9. Они необходимы для усиления краев отверс¬
тий и сварки путем оплавления кромок при стыковке токопровода
с внешними шинами, имеющими ответные стальные детали.
Во избежание неправильного монтажа насоса при испытаниях
на скошенной поверхности крышки электрографическим способом
нанесена стрелка, указывающая направление движения теплоно¬
сителя.
1.2.5. Компенсационный бак
Опыт, накопленный при проектировании компенсационных
баков для энергоустановки, описанной в предыдущем разделе, по¬
зволил разработчикам обеспечить создание компенсационного
бака повышенной надежности (рис. 1.2.7). Бак имеет три внутрен¬
ние полости, герметично разделенные сдвижными днищами 1 и 2.
Буферная полость А заполнена аргоном. Полость Б связана с кон-
32
Д-S
33
Рис. 1.2.6. Кондукционный электромагнитный насос:
основание магнитопровода; 2 — крышка магнитопровода; 3 — токопровод; 4,5,6 — каналы
теплоносителя; 7 — вкладыши токопровода; 8 — накладки изоляционные; 9 — кольцо
туром энергоустановки. Полость В, также заполненная жидким
металлом, такой связи не имеет и необходима лишь для повыше¬
ния надежности компенсационного бака.
Рис. 1.2.7. Компенсационный бак:
1,2 — сдвижные днища; 3, 4 — фигурные сильфоны; 5 — шпангоут;
6 — бобышка с резьбовым отверстием
Сильфоны 3 и 4 вследствие своего относительно большого диа¬
метра являются очень “мягкими” и могут сжиматься в плотный
пакет. Этому способствует то, что они сварены из отдельных колец
специального профиля, гофры которых при сжатии входят друг в
друга.
Для повышения изгибной жесткости днищ и предотвращения
их “залипания” при соприкосновении в одном из них сделаны вы-
штамповки глубиной около 1 мм.
34
Конструкция патрубков всех полостей обеспечивает разгрузку
герметичных сварных швов с помощью специальных подкрепляю¬
щих деталей. Для крепления бака к нижнему днищу узла защиты
используются резьбовые отверстия в бобышках шпангоута 5, при¬
варенного к цилиндрической поверхности бака.
1.2.6. Стартовый нагреватель
Три двухсекционных стартовых нагревателя служат для на¬
грева ЖМК перед стартом. Каждая секция состоит из девяти спи¬
ральных витков трубки вокруг магистрали с теплоносителем.
Внутри трубки находится перевитый двойной провод, от замыкания
на массу его предохраняет изоляционная набивка. К наземному ис¬
точнику секции подключаются параллельно. Теплопередача от тру¬
бок нагревателей к трубопроводам с жидким металлом обеспечива¬
ется напыленным слоем меди. Концы трубок оформлены как гер¬
метичные токовыводы со штенгелями для вакуумирования.
1.2.7. Балластное сопротивление
Конструкция БС показана на рис. 1.2.8. Оно предназначено для
работы в качестве нагрузочного устройства ЯЭУ на режимах, когда
потребность в электроэнергии оказывается ниже определенного ми¬
нимума. Наружные электрические клеммы 1 и 2 связаны с шина¬
ми, проходящими внутри керамических втулок. Втулки входят в
состав гермопроходников 3 и 4, вваренных в герметичную комму¬
тационную коробку 5. Внутри нее шины состыкованы с двухжиль¬
ным витым нихромовым проводом. После сборки коробка вакуу-
мируется и во избежание потери устойчивости в земной атмосфере
заполняется инертным газом. Для этих операций используется
штенгель 6. Со стороны, противоположной наружным клеммам, в
коробку вварены две U-образные трубки, внутри которых и разме¬
щаются нихромовые нагреватели. Электроизоляционная набивка
предохраняет провод от касания со стенками трубок. Изгибным
температурным деформациям U-образных трубок препятствует
ограничитель 7, фиксируемый в корпусе 8 с помощью двух точеч¬
ных выштамповок. Кожух 9 вокруг клемм 1 и 2 является защит¬
ным (технологическим). Боковое расположение входного патрубка
БС способствует перемешиванию потока в зоне нагрева, но приво¬
дит к увеличению гидравлического сопротивления агрегата.
35
А
К
О)
и
К
0>
н
<0 X
« г.
cd к
к О
*§ §
о ,S
К Я
Я
Я Е-1
* 5.
и I
о Й
я ”
и «
<я я
Е* К
>» о
Я 2>
я Е
0 ё
» о
1 4
J> S
К5 х
... V
Я
И ^
к
f»
а
ей
К
<м
36
1.2.8. Клапан заправочный (отсечной)
Клапан предназначен для обеспечения заправки контура ЯЭУ
эвтектическим сплавом и последующей его отсечки от наземной
магистрали. После заполнения контура теплоносителем в клапан
подается нейтральный газ под давлением около 10 МПа, который
воздействует на площадь тонкостенной (0,4 мм) выворачивающей¬
ся диафрагмы, связанной со штоком клапана. Последняя по пери¬
метру герметично приварена к корпусу устройства.При воздейст¬
вии на шток силы давления газа собственно клапан ударом входит
в свое седло. Этому способствует относительно малый угол его ко¬
нусности, равный 10°. Между поясками клапана и седлом начина¬
ется процесс диффузионной сварки, не обеспечивающей, однако,
высокой надежности соединения. Поэтому после слива теплоноси¬
теля из наземной заправочной магистрали и отрезки штока с час¬
тью корпуса над собственно клапаном с помощью сварки устанав¬
ливается герметичная заглушка.
1.2.9. Другие агрегаты ЯЭУ
В состав энергоустановки входят и другие агрегаты. Пусковой
блок состоит из аккумулятора, заключенного в герметичный
кожух, реле специального типа и клапана сброса.
На корпусе реактора-преобразователя установлены два датчи¬
ка нейтронных потоков, называемые также ионизационными ка¬
мерами. Каждый из них представляет собой некоторое подобие
электрического газового конденсатора. Его емкость зависит от сте¬
пени ионизации газа в условиях нейтронного облучения. Датчики
включены в систему автоматического управления ЯЭУ.
1.3. Одноконтурная энергоустановка “Енисей”
1.3.1. Основные особенности ЯЭУ
Головной организацией при разработке энергоустановки был
ИАЭ им. Курчатова. Установка предназначалась для энергоснаб¬
жения космического аппарата, который должен был обеспечить
телевизионное вещание на отдаленные районы страны. Принципи¬
альная схема в основном такая же, как у ЯЭУ ТОПАЗ, но ряд кон¬
структивных узлов имел принципиальные отличия [1-13]—[1-16].
37
1.3.2. Реактор-преобразователь
В корпусе РП установлены пять блоков замедлителя из гидри¬
да циркония и два блока торцовых отражателей из бериллия. В каж¬
дом из семи блоков выполнены 37 каналов для размещения такого
же количества ЭГК, которые находятся в трубках, заполненных ге¬
лием. Газ служит промежуточным звеном для передачи тепла рабо¬
чему телу контура — эвтектическому сплаву Na-K (22%—78%). Во¬
круг гелиевых трубок располагаются другие — большего диаметра.
Сплав проходит по кольцевым зазорам между трубками первого и
второго типа и направляется в холодильник-излучатель. Корпус ре¬
актора окружен радиальным отражателем, в котором размещаются
12 цилиндров системы регулирования с поглощающими элемента¬
ми из карбида бора, занимающими 1/3 окружности.
1.3.3. Электрогенерирующие каналы
В активной зоне реактора находятся 37 одноэлементных ЭГК.
Состав таблеток ядерного топлива — двуокись урана с 96%-ным
обогащением по урану-235. Для выравнивания тепловыделения по
сечению активной зоны в центральной группе из семи ЭГК таблет¬
ки имеют отверстия диаметром 8 мм, в остальных каналах диа¬
метр отверстий 4,5 мм. Таблетки торцовых отражателей, находя¬
щиеся внутри эмиттера, изготовлены из окиси бериллия. Пакеты
таблеток в каждой эмиттерной полости подпружинены, обеспечи¬
вается свободный выход ГПД в космическое пространство. ЭГК
скоммутированы в две секции: рабочую — из 34-х соединенных
последовательно и насосную — из 3-х, соединенных параллельно.
Эмиттеры ЭГК изготовлены из монокристаллов молибдена с эпи¬
таксиальным слоем из вольфрама-184. Материал коллектора —
поликристаллический молибден.
1.3.4. Генератор паров цезия. Другие элементы ЯЭУ
ГПЦ располагается на одной из жидкометаллических маги¬
стралей, обогревается на всех этапах работы теплом основного
контура и не требует электропитания.
Кроме реактора, в контур теплоносителя входят: холодиль¬
ник-излучатель конической формы, кондукционный электромаг¬
38
нитный насос, компенсационный бак, ловушка окислов, старто¬
вые электронагреватели и датчики температуры, установленные в
различных местах на трубопроводах и коллекторах ХИ. Радиаци¬
онная защита не только обеспечивает снижение потоков нейтрон¬
ного и гамма-излучений, но и является составной частью силовой
конструкции реакторного блока, куда входят все узлы и элементы
ЯЭУ за исключением холодильника-излучателя и размещенных в
нем агрегатов.
Установка прошла полный цикл наземной отработки. В ре¬
зультате комплексных испытаний был подтвержден ресурс работы
(1,5 года) с возможностью увеличения его вдвое. Ниже приведены
и другие характеристики установки.
Максимальная электрическая мощность 5,5 кВт
Напряжение 27 В
Максимальная тепловая мощность реактора 135 кВт
Максимальная температура топлива 2000°С
Максимальная температура эмиттера 1650°С
Средняя температура коллектора 750°С
Средняя температура теплоносителя 500°С
Температура на поверхности радиального отражателя 680°С
Загрузка урана-235 в активной зоне 25 кг
Общие виды ядерных энергоустановок “SNAP-10A”, “БУК”,
“ТОПАЗ” и “Енисей” приведены на рис. 1.3.1—1.3.4.
1 2 3
Рис. 1.3.1. ЯЭУ “SNAP-10A”:
1 — реактор; 2 — радиационная защита; 3 — холодильник-излучатель
39
Рис. 1.3.2. ЯЭУ “БУК”:
1 — реактор; 2 — радиационная защита; 3 — холодильник-излуча¬
тель; 4 — рама
1 2 3 4
Рис. 1.3.3. ЯЭУ “ТОПАЗ”:
1 — реактор; 2 — радиационная защита; 3 — холодильник-излуча¬
тель; 4 — рама
40
1
2
3
Рис. 1.3.4. ЯЭУ “Енисей”:
1 — реактор; 2 — радиационная защита; 3 — холодильник-излучатель
41
Библиографический список
к введению и разделу 1
1-1. Грязнов Г.М., Пупко В.Я. “ТОПАЗ-1”. Советская косми¬
ческая ядерно-энергетическая установка // Природа. 1991. № 10.
1-2. Пупко В.Я. Работы по ядерным энергоустановкам для
космоса // Атомная энергия. Т. 80. Вып.5. 1996. С. 357—361.
1-3. Изотопные генераторы // Космонавтика. Энциклопедия.
— М.: Энциклопедия, 1985. С. 132.
1-4. Кузнецов В Л. Ядерные реакторы космических энергети¬
ческих установок. — М.: Атомиздат, 1977. — 240 с.
1-5. Гуров А.Ф., Севру к Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и рас¬
чет на прочность космических электроракетных двигателей: Учеб¬
ник для авиационных высших учебных заведений. — М.: Маши¬
ностроение, 1970. — 491 с.
1-6. Гуров А.Ф., Севру к Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и про¬
ектирование двигательных установок: Учебник для авиационных выс¬
ших учебных заведений. — М.: Машиностроение, 1980. — 320 с.
1-7. Черкасский А.Х. Термоэлектрический насос. — М.: Ма¬
шиностроение, 1971. — 216 с.
1-8. Поздняков Б.С., Коптелов ЕА. Термоэлектрическая энер¬
гетика. — М.: Атомиздат, 1974. — 263 с.
1-9. Ядерная термоэлектрическая энергетическая установка
мощностью 25 кВт для обитаемых орбитальных космических
станций / Гилф, Джонсон, Дьювел, Брентли. Вопросы космичес¬
кой энергетики. — М.: Мир, 1971. С. 161 —194.
1-10. Квасников ЛА., Латышев ЛА., Пономарев-Степной Н.Н.
и др. Теория и расчет энергосиловых установок космических лета¬
тельных аппаратов. — М.: Изд-во МАИ, 2001. — 480 с.
1-11. Горяйнов С. Тайна спутников “Космос” // Неделя. 1997.
№ 40. С.12—13.
1-12. Сербин В. Что же будет с реактором? // Известия. 1988.
29 сентября.
1-13. Никитин В.П., Пономарев-Степной Н.Н., Николаев Ю.В.
и др. Космическая ЯЭУ “Енисей” // Атомная энергия. 2000. Т. 88.
Вып. 6.
1-14. Квасников ЛА., Кайбышев В.З., Каландаришвили А.Г.
Рабочие процессы в термоэмиссионных преобразователях ядерных
энергетических установок / Под ред. Л.А.Квасникова.— М.: Изд-во
МАИ, 2001. — 208 с.
42
1-15. Кухаркин Н.Е., Пономарев-Степной Н.Н., Усов ВЛ. Кос¬
мическая ядерная энергетика (ядерные реакторы с термоэлектри¬
ческим и термоэмиссионным преобразованием — “Ромашка” и
“Енисей”). — М., 2008. — 146 с.
1-16. Демидов А.С. Атлас чертежей сборочных единиц и дета¬
лей агрегатов энергоустановок. — М.: Изд-во МАИ, 1990. — 46 с.
1-17. Ионкин В.И., Ярыгин В.И. Роль ядерной энергетики в
космических исследованиях. Опыт и достижения СССР/России.
Современное состояние и перспективы развития: Учебное пособие.
— Обнинск: Изд-во ИАТЭ, 2007. — 79 с.
Вопросы для самопроверки
1. Достоинства и недостатки ЯЭУ “SNAP-10A”.
2. Достоинства и недостатки ЯЭУ “БУК”.
3. Достоинства и недостатки ЯЭУ “ТОПАЗ”.
4. Достоинства и недостатки ЯЭУ “Енисей”.
5. Для чего в твэлах ЯЭУ “БУК” предназначалась прокладка
из ниобия?
6. Почему ЭГК “Енисей” имеют двойные шины катода и анода?
7. Какую функцию выполняет гелий внутри ЭГК установки
“Енисей”?
8. Чем различаются компенсационные баки установок “БУК”
и “ТОПАЗ”?
9. Для чего ЭМН установки “ТОПАЗ” выполнен трехканальным?
10. Почему генератор паров цезия ЯЭУ “Енисей” не имеет
электропитания?
2. КОНСТРУКТИВНО-КОМПОНОВОЧНЫЕ
СХЕМЫ ЯЭУ 2-го ПОКОЛЕНИЯ с ТЭПами
2.1. Конструктивные схемы и элементы. Нагрузки на них
2.1.1. Трансформируемые схемы
Увеличение полезной мощности и ресурса ЯЭУ, а также ис¬
пользование в аппаратуре КА современного оборудования, облада¬
ющего недостаточной радиационной стойкостью, значительно из¬
менило конструктивный облик энергетической установки. Во многом
43
возможность реализации поставленной перед КА задачи определя¬
ет радиационный фактор. Он оказывает существенное влияние на
массу радиационной защиты, на габариты энергетической уста¬
новки как в стартовом (под обтекателем ракеты-носителя), так и в
орбитальном (развернутом) положении. Для достижения приемле¬
мых радиационных потоков на космическом аппарате совместно с
радиационной защитой используется ослабление излучения рас¬
стоянием, которое можно получить лишь удалив реактор от защи¬
щаемого объекта. Тем самым конструкция ЯЭУ из жесткой пре¬
вращается в трансформируемую. Это требует ввода в конструктив¬
ную схему дополнительных агрегатов и механизмов, не связанных
непосредственно с процессом выработки электроэнергии и образу¬
ющих так называемую систему развертывания, в которую входят
силовые конструкции и механизм их привода.
Придание конструкции установки нового качества серьезно
усложнило выполнение требований, характерных для космичес¬
ких ЯЭУ. В состав требований традиционно входят:
- соответствие энергетическим и габаритным требованиям,
зависящим от используемой ракеты-носителя;
- соответствие схемы размещения агрегатов принципиальной
схеме метода преобразования энергии;
- размещение агрегатов в соответствии с температурными и
радиационными условиями функционирования. В частнос¬
ти, приводы органов регулирования и стержней ядерной
безопасности должны располагаться за радиационной защи¬
той в низкотемпературной зоне (-20СГС) или иметь собствен¬
ную систему охлаждения;
- разводка труб жидкометаллических контуров должна вы¬
полняться так, чтобы обеспечить минимальные возмущаю¬
щие моменты от движения теплоносителей, а также мини¬
мальное гидравлическое сопротивление;
- при наличии машинных преобразователей (турбогенерато¬
ров) размещение их с минимальными возмущающими мо¬
ментами, воздействующими на ЯЭУ;
- исключение возникновения недопустимых температурных
напряжений в конструкции крепления трубопроводов, спо¬
собных привести к разгерметизации контура теплоносите-
ЛЯ у
- соответствие нагрузкам и условиям прочности конструкции
агрегатов, их размещения и способов крепления в ЯЭУ;
44
- создание низкотемпературных зон для проведения по ним
кабелей электрических коммуникаций.
Разработанный к настоящему времени конструктивный облик
космической ЯЭУ второго поколения состоит из двух основных
систем: энергетического модуля и системы теплосброса. Послед¬
няя может размещаться, например, на элементах системы развер¬
тывания, которые одновременно выполняют функцию конструк¬
тивной связи между энергетическим модулем и космическим ап¬
паратом.
Ограничения, выдвигаемые ракетой-носителем, определяют
осевые и диаметральные габариты ЯЭУ в стартовом положении.
Не менее важным критерием, который также диктуется ракетой-
носителем, является координата центра массы (ЦМ) ЯЭУ. По воз¬
можности ЦМ должен находиться как можно ближе к плоскости
стыковки с КА. Главная трудность, которую необходимо преодо¬
леть для удовлетворения этих требований, заключается в поиске
оптимума в уменьшении габаритов ЯЭУ при одновременном обес¬
печении удаления реактора от КА на необходимое расстояние и со¬
здании соответствующего теплового режима низкотемпературных
агрегатов.
Анализ различных систем, позволяющих реализовать необхо¬
димое расстояние между источником ионизирующего излучения
(реактором) и КА, показал, что наиболее оптимальной является
система разворачивающихся друг относительно друга балок. Она
представляет собой конструкцию, состоящую как минимум из
трех пар шарнирно соединенных балок, у которых один конец за¬
креплен на энергетическом модуле, другой на КА. В стартовом
положении балки располагаются вокруг энергетического модуля
(рис. 2.1.1), а в орбитальном, разворачиваясь, образуют трехстерж¬
невую конструкцию (рис. 2.1.2).
Выбор такой системы обусловлен относительной простотой
передачи теплоносителя на панели холодильника-излучателя че¬
рез шарнирно-сильфонные узлы, а также применением традици¬
онных соединений электрических коммуникаций с помощью гиб¬
ких шин.
В состав энергетического модуля входят реактор-преобразова¬
тель 1 с элементами системы регулирования 2 и ядерной безопас¬
ности 3, радиационная защита 4, электромагнитный насос (ЭМН) 5,
компенсационный бак (КБ) 6, трубопроводы жидкометаллическо¬
го контура (ЖМК) и ряд других устройств. По своей функцио-
45
46
(позиции расшифрованы в тексте)
нальной нагрузке энергетический модуль
является сердцевиной ЯЭУ и разработка
его конструкции представляет собой один
из наиболее важных и ответственных эта¬
пов в создании КА. В связи с этим процесс
разработки конструкции энергетического
модуля целесообразно разделить на ряд
квазинезависимых задач, который заклю¬
чается в поиске оптимального расположе¬
ния всех этих устройств как с точки зре¬
ния своего функционирования, так и со¬
здания благоприятных условий для смеж¬
ных агрегатов.
В структуре энергетического модуля
можно выделить две группы агрегатов. В
первую входят реактор с элементами сис¬
темы управления и ядерной безопаснос¬
ти, а также радиационная защита. Вто¬
рая включает КБ, ЭМН, трубопроводы
ЖМК, электрические кабели и т.д. Все
они образуют так называемый агрегат¬
ный отсек. Каждая из групп представляет
законченный конструктивный узел, что
позволяет не только более глубоко прово¬
дить их оптимизацию, но и ускорить про¬
цесс проектирования.
Проектированию реактора с радиаци¬
онной защитой следует уделять особое
внимание. Это связано с несколькими фак¬
торами. Прежде всего минимизация мас¬
сы радиационной защиты выдвигает тре¬
бование ее максимального приближения
к реактору. Реализация этого требования
усложняет стыковку органов регулирова¬
ния реактора с их электроприводами и
одновременно увеличивает тепловые по¬
токи с реактора на защиту.
С минимизацией массы радиацион¬
ной защиты связано и стремление умень¬
шить теневую зону, что существенно за-
47
Рис. 2.1.2. Конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ в орбитальном положении:
— реактор; 2 — силовые элементы (балки); 3 — панели холодильника-излучателя
трудняет размещение различных агрегатов вблизи реактора. Это
касается агрегатов цезиевой системы, приводов СБ, ионизацион¬
ных камер, трубопроводов и т.д. Поэтому необходимо найти опти¬
мум во взаимном положении реактора и радиационной защиты, а
также в способе их соединения. Для этого могут быть использова¬
ны рамные конструкции, обечайки или элементы самой радиаци¬
онной защиты.
В зоне реактора (перед радиационной защитой) исключается
размещение радиационно-чувствительных агрегатов, либо их сра¬
батывание должно проходить до включения реактора. К таким аг¬
регатам можно отнести пиросредства, применяемые в различных
клапанах, например, цезиевой системы.
Следующая группа вопросов оптимизации конструкции отно¬
сится к агрегатному отсеку энергетического модуля. Его характер¬
ной особенностью является совмещение в достаточно малом объе¬
ме агрегатов, имеющих различную температуру функционирова¬
ния. В ограниченных габаритах необходимо разместить высоко¬
температурный ЭМН и низкотемпературные КБ и электроприводы
системы регулирования реактора. Положение с обеспечением тре¬
буемого теплового режима усложняют проходящие по внешней
поверхности агрегатного отсека трубопроводы и электрические
коммуникации. Решение поставленной задачи может быть найде¬
но с помощью соответствующего расположения агрегатов относи¬
тельно друг друга, применения теплоизоляционных конструкций
— экранов, матов, а также средств, улучшающих теплоотвод с
наиболее теплонапряженных элементов. В их число входит приме¬
нение рамной конструкции 7 в качестве силового элемента агре¬
гатного отсека. По своим прочностным параметрам она должна
выдерживать приходящие на нее нагрузки от реактора и радиаци¬
онной защиты, особенно во время вывода ЯЭУ на орбиту. В орби¬
тальном положении рама совместно с присоединенными к ней раз¬
вернутыми балками 8 образует жесткую связь реактора с КА. На¬
грузки, приходящие на нее в этот период, незначительны и могут
быть обусловлены работой электрореактивных двигателей.
Стыковка рамы агрегатного отсека с балками организована с по¬
мощью кронштейнов 9, конструкция которых должна обеспечивать:
- разворот балки и электрических кабелей;
- размещение и разворот шарнирно-сильфонных узлов 10, ус¬
тановленных на трубопроводах, идущих к размещенным на
балках панелям 11 холодильника-излучателя.
48
В агрегатном отсеке, т.е. за радиационной защитой, размеща¬
ют электроприводы органов регулирования реактора.
В некоторых случаях радиационная защита и удаление реак¬
тора от защищаемого объекта не обеспечивает требуемую радиаци¬
онную обстановку на КА. Здесь определенную помощь, а иногда
решающую может оказать общая компоновка ЯЭУ и отдельных ее
агрегатов. Суть предлагаемого метода заключается в придании аг¬
регатам функций защитного радиационного экрана. Этого можно
достичь соответствующим размещением агрегатов и их конструк¬
тивным исполнением. Например, защитными экранами могут слу¬
жить ЭМН, КБ, теплообменники и некоторые другие узлы.
Аналогичный подход целесообразно применять и при компо¬
новке агрегатов КА. Соответствующее размещение крупногабарит¬
ных конструкций, например, различных антенных устройств, рас¬
положение агрегатов внутри КА с учетом их радиационной стой¬
кости и использование более стойких, например, топливных баков
в качестве радиационных экранов — все это в итоге способствует
достижению необходимой радиационной обстановки. Кроме того,
возможно использование локальной радиационной защиты на
наиболее радиационно-чувствительной аппаратуре.
Размещенная на балках панель холодильника-излучателя пред¬
ставляет собой прямолинейный коллектор эллиптического сече¬
ния со вставленными в него тепловыми трубами. К каждой трубе
припаяна излучающая тепло пластина.
На одной из сторон балки размещены проходящие по ней си¬
ловые и управляющие кабели 12. Тем самым, корпусом балки час¬
тично обеспечена экранировка кабелей от теплового излучения
коллекторов холодильника-излучателя и подводящих к ним теп¬
лоноситель трубопроводов. На ближайших к КА балках размеще¬
ны балластные сопротивления излучающего типа (БСИТ) 13, пред¬
назначенные для сброса энергии при снижении потребляемой КА
мощности в соответствии с циклограммой.
Приведение в действие системы развертывания балок (отодви-
жение реактора от КА) может быть обеспечено механизмом, на¬
пример, на основе тросовой системы. Она включает в свой состав
электропривод с редуктором 14, тросы 15 с компенсаторами, при¬
водные шкивы 16 и фиксаторы балок в развернутом положении.
Применение в конструкции ЯЭУ второго поколения различ¬
ных силовых элементов (рамы, оболочек), крепления трубопрово¬
49
1
дов и агрегатов, использование кронштейнов и других конструк¬
тивных элементов рассмотрено ниже.
Приведенная выше конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ
стала традиционной для энергетических установок с термоэмисси¬
онным преобразователем энергии средней энерговооруженности.
Используемые в ней конструктивные решения позволяют размес¬
тить ЯЭУ с КА на PH типа “Союз”, “Протон”, “Ангара”.
С увеличением электрической мощности до 200 кВт и более
габариты ЯЭУ с ТЭП приближаются к габаритам ЯЭУ с машин¬
ным преобразованием энергии. Площадь холодильника-излучате¬
ля возрастает настолько, что его уже нельзя разместить на балках
системы развертывания. В этом случае возможен переход на жест¬
кий холодильник-излучатель, из-под которого выдвигается энер¬
гетический блок. Особенности конструкции ЯЭУ такого типа рас¬
сматриваются в разделе 3.
Следующим следствием увеличения электрической мощности
ЯЭУ, которое отражается на ее конструкции, служит переход от теп¬
лоносителя — эвтектического сплава Na-K на Li. Такая замена теп¬
лоносителя вызывает появление в конструктивной схеме изделия
“системы разогрева”. Она обеспечивает разогрев лития в жидкоме¬
таллическом контуре перед включением реактора. По своему кон¬
структивному исполнению она может выглядеть как отдельный
жидкометаллический тракт, заполненный теплоносителем с низкой
температурой плавления, например, эвтектический сплав Na-K.
Этот тракт включает в себя ЭМН, КБ, электронагреватель и трубопро¬
воды. Трубопроводы планируется разместить в основном жидкоме¬
таллическом тракте с литием для обеспечения его расплавления.
Переход на литий вызовет и изменение материала всего жид¬
кометаллического тракта, включая и реактор. При температурах
свыше 400°С с литием длительно могут контактировать лишь спла¬
вы на основе ниобия и молибдена. Переход на эти материалы по¬
требует разработки соответствующих технологических процессов
сварки, пайки и т.д.
Космические ЯЭУ, представляющие собой сложнейший ком¬
плекс взаимосвязанных систем, требуют тщательной наземной от¬
работки. Помимо испытаний, характерных для установок первого
поколения — прочностных, гидравлических, энергетических, для
новых систем потребуются испытания на ресурсоспособность агре¬
гатов, трансформируемость конструкции, проверка жесткости в
стартовом и в орбитальном положении и т.д.
50
2.1.2. Элементы конструкции ЯЭУ
Космическая ЯЭУ, включающая в свой состав множество
функциональных агрегатов, становится единым целым — установ¬
кой, способной генерировать электроэнергию только тогда, когда
все эти агрегаты соединены определенным образом. К выполняю¬
щим эту функцию элементам в первую очередь относятся рамные
конструкции, различного вида обечайки, узлы крепления, сило¬
вые кронштейны, трубопроводы, компенсаторы тепловых расши¬
рений и т.д. Выбор этих элементов, их конструктивного исполне¬
ния определяется функциональной схемой проектируемой уста¬
новки, формированием облика космической ядерной энергетичес¬
кой системы, условиями прочности конструкции, ее технологич¬
ностью и т.д.
С функциональной схемой связан используемый в энергоуста¬
новке тип преобразования энергии (машинный, термоэмиссион¬
ный, термоэлектрический), который диктует состав основных аг¬
регатов и соответствующий образ их взаимного соединения. Одно¬
временно состав агрегатов формирует требования по их тепловому
состоянию, которое, в свою очередь, влияет на конструктивное ис¬
полнение связывающих их элементов.
Правила формирования конструктивного облика космической
ядерной энергоустановки, как было отмечено выше, определяются
наличием на борту космического аппарата ядерного реактора, ра¬
диационно-чувствительной аппаратуры, а также средой функцио¬
нирования аппарата, в которой отсутствует рассеяние радиацион¬
ного излучения.
От прочности конструктивных элементов ЯЭУ при их мини¬
мальной массе, выбранной компоновке агрегатов и с учетом нагру¬
зок, возникающих на всех этапах работы, зависит ее функциони¬
рование. На режиме выведения конструкция испытывает макси¬
мальные механические нагрузки при температуре ~50°С, на рабо¬
чем режиме их сменяет температурно-силовоенагружение.
Традиционное требование технологичности конструкции свя¬
зано с обеспечением технологичности сборки изделия — выбран¬
ная конструкция элемента должна гарантировать удобство сбор¬
ки, монтаж агрегатов и оборудования, раскладку электрических
жгутов, трубопроводов ЖМК, а также проведение всего комплекса
испытаний.
51
1
На первом месте по своей значимости в формировании изде¬
лия стоят рамные конструкции и конические или цилиндрические
обечайки. Они были широко использованы в конструкции ЯЭУ
первого поколения “БУК”, “Топаз”, “Енисей” и применяются в
конструктивно-компоновочных схемах перспективных изделий.
Силовая рама в ЯЭУ “БУК” (рис. 2.1.3) представляла собой свар¬
ную конструкцию из труб, соединяющую радиационную защиту и
реактор с отсеком полезной нагрузки КА. Помимо передачи нагру¬
зок она использовалась для размещения на ней холодильника-из¬
лучателя, термоэлектрического генератора с ЭМН, КБ, крепления
трубопроводов ЖМК, электрических кабелей. Аналогичные функ¬
ции выполняла рама изделия “Енисей”.
В ЯЭУ “ТОПАЗ” широко применялись оболочечные конструк¬
ции (рис. 2.1.4). Они использовались при соединении реактора-
преобразователя с радиационной защитой (коническая оболочка)
и соединении радиационной защиты с холодильником-излучате¬
лем. Сам холодильник-излучатель также представляет собой ко¬
ническо-цилиндрическую оболочку. Стыковка ЯЭУ с отсеком по¬
лезной нагрузки в силу необходимости снижения тепловых пото¬
ков на КА осуществлена рамой.
Выбор рамной или оболочечной конструкции обусловлен в ос¬
новном необходимостью учета двух факторов. Первый — это рас¬
стояние между соединяемыми конструктивными узлами, второй
— тепловое состояние находящихся внутри них узлов и агрегатов.
Минимальную массу, по сравнению с оболочечными конструкция-
52
ми, имеют рамы с протяженным осевым габаритом. При уменьше¬
нии осевого габарита их преимущество убывает и при относитель¬
но коротких осевых размерах применение оболочечных конструк¬
ций становится предпочтительным. Это связано с наличием у
рамы узлов соединения труб. Они могут иметь различное исполне¬
ние, но их конструкция в основном не зависит от осевых размеров
рамы и при достаточно малых размерах вклад их массы становится
определяющим.
Рис. 2.1.4. Оболочечные конструкции ЯЭУ “ТОПАЗ”:
1 — реактор-преобразователь; 2,3,4 — коническая оболочка;
5 — цилиндрическая оболочка; 6 — рама
Для обеспечения нужного теплового состояния агрегатов мо¬
жет потребоваться отвод с них тепла, который в условиях космоса
происходит исключительно излучением. В связи с этим экраниро¬
вание агрегатов оказывается недопустимым и целесообразным
может быть применение рамных конструкций. В отдельных случа¬
ях возможно применение оболочечных конструкций, однако они
для обеспечения отвода тепла от находящихся внутри агрегатов
должны быть снабжены окнами.
2.1.3. Рамная конструкция
Рама представляет собой сварную конструкцию, состоящую из
труб и соединяющих их узлов. Узлы могут быть выполнены от¬
дельно или соединены между собой шпангоутом. Применяются
53
однопролетные и многопролетные рамы (рис. 2.1.5). Каждый про¬
лет отделяется от соседнего шпангоутом.
Рис. 2.1.5. Рамная конструкция:
однопролетная (а); многопролетная (б)
Количество узлов и, соответственно, число труб в раме выби¬
рается исходя из требуемых диаметральных габаритов рамы, при¬
ходящей на нее нагрузки и общей компоновки изделия. Имеется в
виду количество агрегатов, расположенных внутри рамы, мест
стыковки с соседними агрегатами, количество трубопроводов, про¬
ходящих по раме, и т.д. Например, в большинстве случаев для
ЯЭУ второго поколения с традиционной схемой развертывания ус¬
тановки (с тремя ветвями силовых балок и шестью идущими от
реактора трубопроводами) используется шестиузловая рама. В то
же время в установках с машинным преобразованием энергии,
имеющих четыре турбогенератора, целесообразно применение вось-
54
миузловой рамы, так как при этом реализуется более удобная раз¬
водка трубопроводов к агрегатам.
Одним из ключевых вопросов в проектировании рамы являет¬
ся выбор конструкции узлов соединения труб как в промежуточ¬
ных шпангоутах многопролетной рамы, так и в местах стыковки с
соседними агрегатами ЯЭУ.
Заметим, что в рамных конструкциях, предназначенных для
наземных устройств, широко используются шпангоуты, выпол¬
ненные в виде кольцевых дисков. В последующем такой шпангоут
одновременно служит для стыковки с соседними агрегатами, одна¬
ко в конструкциях летательных аппаратов, где масса является ос¬
новным критерием, применение такого шпангоута нежелательно.
Заменой ему может служить конструкция, выполненная из труб,
соединяющих между собой узлы рамы. Места соединения могут
быть оформлены различным образом — через пластину (рис. 2.1.6),
либо сферу (рис. 2.1.7). Помимо соединений между соседними уз¬
лами такой шпангоут должен иметь связи, препятствующие де¬
формациям при его поперечном нагружении. В конструкции,
представленной на рис. 2.1.8, использована широко применяемая
при проектировании ЯЭУ заделка труб на пластину (показана тех¬
нология получения такой заделки). Узел обладает незначительной
Рис. 2.1.6. Узел в рамной конструкции в виде пластины
55
Рис. 2.1.7. Узел в рамной конструкции в виде сферы
1 2
56
Рис. 2.1.8. Схема заделки трубы на пластину:
1 — труба, 2 — пластина
массой, а также имеет возможность за счет плоского участка плас¬
тины незначительно деформироваться. Такая особенность кон¬
струкции полезна при соединении рамой агрегатов с различной
температурой, например, реактора и радиационной защиты. Воз¬
можность деформирования узлов крепления снижает возникаю¬
щие в них напряжения.
При конструировании крайних, стыковочных шпангоутов ра¬
мы следует рассматривать стыковочный элемент одновременно с
конструкцией соседнего агрегата. В случае наличия у него единой
стыковочной поверхности, например, кольцевого фланца, послед¬
ний может быть использован как шпангоут рамы. Такой вариант
встречается при стыковке радиационной защиты с рамой агрегат¬
ного отсека, но в этом случае возникает проблема возможного не¬
совпадения отверстий рамы и шпангоута, служащих для установ¬
ки крепежных элементов. Причиной является технология изго¬
товления рамы, а именно — сварной тип ее соединений. В резуль¬
тате сварки пространственной конструкции в сварных швах созда¬
ются остаточные напряжения, приводящие к деформации всей
рамы и, соответственно, ее стыковочных узлов. Проведение свар¬
ки в технологическом приспособлении и последующая термообра¬
ботка не снимает до конца причин, приводящих к деформациям
конструкции. Преодолеть несовпадение стыковочных мест можно
либо совместной обработкой стыковочных мест, либо установкой в
узлах крепления регулирующих устройств. Последний вариант
достаточно сложен по конструкции (рис. 2.1.9).
Три винта равномерно расположены по окружности
57
Наличие в раме мест стыковки труб и шпангоута позволяет
организовать в них узлы крепления для размещения внутри рамы
агрегатов. Обычно узел крепления представляет собой проушину,
к которой на шарнире крепится регулируемый по длине стержень.
Выше были рассмотрены рамы, которые представляли собой
цельносварную конструкцию. В то же время встречаются случаи,
(например, при стыковке реактора с радиационной защитой), ког¬
да при наличии установленной рамы практически невозможно
провести соединение органов регулирования реактора. Тогда мо¬
жет применяться составная рама, разделенная по узлам крепле¬
ния. Свою необходимую жесткость она получает за счет включе¬
ния в конструкцию стыкующихся с ней агрегатов.
Для расчета рам на прочность используются методы стро¬
ительной механики [2-1].
2.1.4. Оболочечная конструкция
В этом случае для передачи нагрузки на смежные конструк¬
тивные узлы служат приваренные по торцам оболочки фланцы.
Их геометрия определяется силовой схемой передачи нагрузки и
конструкцией смежного узла. Целесообразно проектирование узла
стыковки проводить совместно и находить оптимальное для каж¬
дого случая решение.
Для обеспечения плотности стыка расстояние между болтами
или шпильками берутся в пределах (6...10)d, где d — диаметр
болта или шпильки. С этой же целью во избежание прогиба флан¬
ца при затяжке гаек его толщина выполняется равной примерно
двум—трем толщинам стенки оболочки [2-2]. Если количество
возможных точек крепления ограниченно, применяют болты или
шпильки увеличенного диаметра.
С целью снижения массы фланца применяют фрезерование
(удаление металла) в местах, не контактирующих с соседним агре¬
гатом.
Крепежные болты и шпильки обеспечивают главным образом
осевую фиксацию. Для фиксации фланцев в поперечном направле¬
нии на них выполняют посадочные буртики, обработанные по по¬
садкам с гарантированными зазорами. Именно они воспринимают
поперечные нагрузки. Толщина буртика рассчитывается на “срез”
и обычно составляет 3...5 мм.
58
В случае применения силовых обечаек с вырезами, служащи¬
ми для обеспечения отвода тепла от расположенных внутри обе¬
чайки агрегатов или для возможности вывода трубопроводов или
электрических кабелей, каждый вырез целесообразно снабдить от¬
бортовкой, увеличивающей жесткость оболочки в районе выреза.
При расчетах оболочек на прочность следует использовать ре¬
комендации источника [2-3].
Одним из новых элементов конструкции, ранее не используе¬
мых в космических ЯЭУ первого поколения, являются балки сис¬
темы развертывания. Их назначение — обеспечить конструктив¬
ную связь между космическим аппаратом и отодвинутым от него
реактором. По своей конструкции балка может представлять со¬
бой пустотелую трубу различного профиля с закрепленными на
торцах кронштейнами (рис. 2.1.10). Кронштейны за счет установ¬
ленных в них шарниров обеспечивают угловое перемещение балок
относительно друг друга. Также конструкция кронштейнов долж¬
на позволять размещать шарнирно-сильфонные узлы трубопрово¬
дов, гибкие шины силовых кабелей, кронштейны кабелей системы
управления, а также фиксаторы балок в развернутом положении.
В отдельных случаях ось балки должна быть снабжена элементом
для привода системы развертывания. На трубчатой части балки
должны быть предусмотрены места для крепления панелей холо-
2.1.5. Балки системы развертывания
2
1
Рис. 2.1.10. Балка системы развертывания:
1 — кронштейн; 2 — труба
59
дильника-излучателя, трубопроводов ЖМК и проходящих по бал¬
ке кабелей. Общая длина балки может колебаться от 2 до 5 м.
Балка при температуре ~5(ГС должна выдерживать механичес¬
кую нагрузку от закрепленных на ней элементов (панелей холо¬
дильника-излучателя, трубопроводов ЖМК, электрических кабе¬
лей) и быть работоспособной при отсутствии механических нагру¬
зок до температуры 600°С, определяемой наличием на балке пане¬
ли холодильника-излучателя.
2.1.6. Элементы крепления агрегатов
В конструктивно-компоновочных схемах ЯЭУ первого поколе¬
ния и проектируемых в настоящее время используется множество
агрегатов, закрепленных на силовой конструкции — раме, обечай¬
ке. Общая масса этих агрегатов может достигать нескольких сотен
килограмм (термоэлектрический генератор, турбогенератор, теп¬
лообменник). К элементам их крепления предъявляются жесткие
требования как по прочности, так и по обеспечению собираемости
силовой конструкции и агрегата. Последнее требование связано с
тем, что, как правило, агрегаты расположены в пространстве
внутри силовой конструкции и их фиксация в заданном месте
может вызывать определенные трудности. Усугубляющим факто¬
ром служит различная температура силовой конструкции и за¬
крепляемого на ней агрегата, т.е. необходимо обеспечение незави¬
симого теплового расширения стыкующихся конструкций.
К числу наиболее часто применяемых для этих целей элемен¬
тов относятся регулируемые по длине стержни (рис. 2.1.11). Они
3 2 4
Рис. 2.1.11. Регулируемый по длине стержень:
1 — проушина с левой резьбой; 2 — контргайка; 3 — стержень;
4 — проушина с правой резьбой
60
закрепляются одним концом на раме, другим на фиксируемом аг¬
регате. Регулируемость достигается введением в стержень устрой¬
ства, позволяющего изменять его длину. По конструкции он пред¬
ставляет собой трубку, в торцы которой вварены резьбовые втулки
с резьбой разной направленности (левой, правой). В резьбовые
втулки ввернуты проушины, которые закреплены на кронштей¬
нах рамы.
Проушина с кронштейном и вставленным в их отверстия вали¬
ком образуют шарнир, который исключает появление в заделке
изгибающего момента. Тем самым достигается работа стержня на
растяжение или сжатие. Работа стержня на растяжение более
предпочтительна. Одновременно такое расположение узлов креп¬
ления обеспечивает при нагреве возможность перемещения за¬
крепленного агрегата относительно рамы. Количество стержней
крепления зависит от конструкции рамы (количества в ней узлов),
минимальное число стержней — три. Наличие в плоскости креп¬
ления нескольких точек фиксации ставит также вопрос их углово¬
го совмещения. Одним из методов его решения может быть вклю¬
чение в шарнирную заделку шаровой втулки, позволяющей час¬
тично компенсировать угловое смещение узлов крепления. Недо¬
статок этого метода — усложнение конструкции, увеличение габа¬
ритов и соответственно массы. Другой метод заключается в ис¬
пользовании прокладок на шарнирах и овальных отверстий в мес¬
тах их крепления, но это ведет к усложнению сборки изделия.
На стержнях могут также крепиться различные площадки с
установленными на них агрегатами, например ЭМН и компенса¬
ционным баком. С этой целью часто используются ленточные хо¬
муты, обеспечивающие крепление агрегата с возможностью пере¬
мещения относительно площадки. Для этого между хомутом и аг¬
регатом устанавливаются прокладки из металловолокна. Целесо¬
образность применения ленточных хомутов обусловлена их незна¬
чительной массой и отсутствием в местах крепления изгибающих
моментов.
Помимо стержней и ленточных хомутов, для крепления широ¬
ко применяются различного рода кронштейны. Они могут быть
использованы как для крепления отдельных агрегатов, трубопрово¬
дов и электрических кабелей на силовой конструкции, так и функ¬
ционировать в качестве элементов силовой схемы изделия. Приме¬
ром могут служить кронштейны, соединяющие в изделии “БУК”
реактор и радиационную защиту. Несмотря на передачу значи¬
61
тельных нагрузок от реактора, кронштейны за счет использования
сечения типа “двутавр” или швеллер имеют малую массу. Анало¬
гично следует подходить к проектированию подобных кронштей¬
нов, используя сечения с большим моментом инерции, например,
замкнутые сечения типа труб различного профиля.
Кронштейны, служащие для крепления трубопроводов или
каких-либо нагреваемых в процессе функционирования агрегатов,
должны быть сконструированы так, чтобы жестко фиксировать
закрепляемый элемент в момент вывода ЯЭУ на орбиту и “отпус¬
кать” его после выхода ЯЭУ на режим функционирования. Как
правило, для этих целей используется несколько кронштейнов.
При нагреве обеспечивается расширение закрепляемого агрегата,
а фиксация при выводе на орбиту достигается совместно с соседни¬
ми кронштейнами. Таким способом (с помощью U-образных эле¬
ментов) закреплен передний коллектор холодильника-излучателя
на одном из изделий (рис. 2.1.12). Подобным образом можно про¬
водить крепление трубопроводов.
1 2
Рис. 2.1.12. Схема крепления трубопровода (коллектора):
1 — кронштейн; 2 — трубопровод.
Направление перемещения трубы показано стрелкой
62
U-образные элементы крепления находят применение и для
снижения нагрузки от внутреннего давления на трубопроводы с
сильфоном в жидкометаллическом контуре. Если труба изогнута,
то на нее действует сила, вызывающая в заделке изгибающий мо¬
мент. Его величина возрастает с увеличением расстояния от пово¬
рота до заделки трубопровода (рис. 2.1.13). Этот фактор необходи¬
мо учитывать при проектировании разводки трубопроводов по из¬
делию и, в случае появления значительных изгибающих момен¬
тов, устанавливать кронштейны, воспринимающие эту нагрузку.
1 2
Рис. 2.1.13. Схема нагрузки F на трубопровод от сильфона:
1 — трубопровод; 2 — сильфон
Большую перспективу в плане фиксации нагреваемых в про¬
цессе функционирования элементов могут иметь сплавы, обладаю¬
щие памятью формы (например, нитинол). Детали крепления, вы¬
полненные из этих сплавов, максимально удовлетворяют предъяв¬
ляемые к ним требования.
При проектировании кронштейнов сложной задачей является
также выбор его способа крепления к силовой раме или обечайке.
Как и в случае фиксации агрегатов на регулируемых стержнях,
здесь присутствует неопределенность в координатах мест крепле¬
ния из-за возможной неточности изготовления. Одним из возмож¬
ных методов обеспечения совпадения мест крепления является ис¬
пользование расположенных друг в друге втулок, выполненных с
эксцентриситетом. За счет их вращения относительно друг друга
достигается требуемое совпадение отверстий на силовой конструк¬
ции и кронштейне (рис. 2.1.14).
63
1 2 3 4
Рис. 2.1.14. Схема устройства для совмещения отверстий:
1,3 — регулируемые втулки; 2 — отверстие; 4 — элемент конструк¬
ции с отверстием, положение которого в устройстве регулируется
Еще один важный элемент конструкции — узел стыковки
между реактором и радиационной защитой. В ЯЭУ с машинным
преобразованием энергии температура реактора может достигать
1200°С, а радиационная защита должна оставаться относительно
“холодной” — с температурой не выше 450°С. Такой перепад тем¬
ператур вызовет значительное перемещение стыковочных элемен¬
тов реактора относительно радиационной защиты. Конструктив¬
ным приемом, способным обеспечить необходимую жесткую
связь, является использование радиальных штифтовых соедине¬
ний. Штифты обеспечивают осевую и поперечную фиксацию и не
препятствуют перемещению стыковочных мест реактора и радиа¬
ционной защиты.
Вопросы для самопроверки
1. С влиянием каких факторов связаны основные различия в
конструктивных схемах ЯЭУ 1-го и 2-го поколений?
2. Какую роль в выборе конструктивной схемы ЯЭУ играет
тип преобразователя энергии?
64
3. Что такое трансформируемые схемы?
4. Какой из узлов ЯЭУ оказывает определяющее влияние на ее
облик?
5. Почему для связи отдельных узлов ЯЭУ наиболее целесооб¬
разным является применение рамных конструкций?
2.2. Реакторы и реакторы-преобразователи
Ядерный реактор или реактор-преобразователь являются основ¬
ными элементами энергетической установки, определяющими ее
энергетический потенциал и, соответственно, уровень решаемых
КА задач. Принимая во внимание требуемые энергетические мощ¬
ности, компактность и длительный срок функционирования (бо¬
лее десяти лет), проектирование реактора представляет собой край¬
не сложную задачу [2-4, 2-5]. Ее решение включает в себя вопро¬
сы, связанные с нейтронно-физическими, тепловыми, гидравли¬
ческими и прочностными расчетами, материаловедческими иссле¬
дованиями и технологическими проблемами. В реакторах-преоб¬
разователях к этому перечню добавляются вопросы термоэмисси¬
онного преобразования энергии.
2.2.1. Требования к конструкции реактора
и реактора-преобразователя
Конструкция реактора (или РП) должна отвечать широкому
комплексу требований, вытекающих из условий их функциониро¬
вания и ограничений, присущих ядерно-опасным объектам. Усло¬
вия функционирования включают в себя все этапы эксплуатации,
начиная от изготовления изделия, контрольно-испытательных
операций, доставки энергетической установки на рабочую орбиту,
и саму работу при заданных энергетических режимах на протяже¬
нии всего ресурса. В соответствии с таким подходом будут рас¬
смотрены предъявляемые к конструкции требования.
Ядерный реактор и РП в конструктивном плане во многом
идентичны, поэтому рассматриваемые технические решения будут
относиться к обоим названным агрегатам. В случае каких-либо
различий они будут оговариваться особо и рассматриваться подробно
для каждой конкретной конструкции.
65
Главной характеристикой конструкции любого летательного
аппарата, как и входящей в ее состав ЯЭУ, является масса. Требо¬
вание минимизации массы сопровождается и требованием мини¬
мизации габаритов энергетической установки, распространяемое
также на конструкцию реактора или РП.
Одним из условий, определяющих работоспособность реакто¬
ра, является прочность конструкции. Она во многом определяет
конструктивные решения отдельных узлов и элементов, толщины
используемых в конструкции оболочек и пластин (трубных досок),
применение соответствующих материалов. Разработчикам прихо¬
дится учитывать, что некоторые из материалов (замедлителя, от¬
ражателя) задаются нейтронно-физическим расчетом и не могут
быть изменены в процессе проектирования.
Особенностью нагружения конструкции реактора или РП, в
определенной степени облегчающей их проектирование, является
разнесенность во времени действия тепловых и механических на¬
грузок. Максимальные механические нагрузки приходятся на мо¬
мент вывода ЯЭУ на орбиту при неработающем реакторе, т.е. при
относительно невысокой температуре. Они включают линейные,
вибрационные, ударные и акустические перегрузки. Наиболее
значимые — линейные перегрузки — при температуре -50° лежат
в пределах: осевые — ±4,0....10g; поперечные — ±1,5#.
Тепловое и радиационное нагружение реализуются при весьма
незначительных внешних механических воздействиях, например,
при работе плазменных или ионных движителей. Более подробно
вопросы нагружения конструкции и используемые при этом мето¬
ды расчета изложены в разделе 2.1.5.
Эта особенность нагружения не относится к реакторам с газо¬
вым охлаждением, которые могут быть использованы в газотур¬
бинных энергетических установках. В них имеет место одновре¬
менное тепловое и механическое (от внутреннего давления) нагру¬
жение.
Значительные тепловые нагрузки, испытываемые конструк¬
цией реактора, и температурные ограничения на некоторые ис¬
пользуемые материалы, например гидрид циркония (в реакторе на
промежуточных нейтронах), ставят вопрос организации в реакто¬
ре соответствующего теплового режима (температурного поля)
конструкции. Он должен обеспечить функционирование таких от¬
ветственных агрегатов, как органы регулирования и органы систе¬
мы ядерной безопасности. В РП этот вопрос осложняется темпера¬
66
турными ограничениями, накладываемыми цезиевои системой тер¬
моэмиссионного преобразователя [2-5].
Реактор, при всей его значимости, является только одним из
основных узлов ЯЭУ. Его конструкция должна органически впи¬
сываться в общую компоновку энергетической установки и всего
КА. Это требование наиболее ощутимо проявляется в космических
ЯЭУ второго поколения, в которых вопросы обеспечения радиаци¬
онной обстановки на КА стали во многом определяющими, и до¬
стижению этой цели могут способствовать соответствующие кон¬
структивные решения.
Одним из важнейших требований к конструкции реактора как
ядерно-опасного объекта является требование обеспечения ядер-
ной безопасности на всех этапах его функционирования, включая
аварийные ситуации. Оно удовлетворяется посредством выдачи и
реализации рекомендаций по конструкции активной зоны реакто¬
ра, органов его регулирования и ядерной безопасности.
Традиционным требованием к конструкции является ее техно¬
логичность, которая тесно связана с обеспечением требований
ядерной безопасности. Все операции с твэлами или ЭГК необходи¬
мо проводить под специальным контролем. Действие штатных ор¬
ганов регулирования и ядерной безопасности ЯЭУ должно дубли¬
роваться стендовыми системами. Конструкция реактора или РП и
порядок их сборки должны обеспечить проведение подобных опе¬
раций.
2.2.2. Основы
конструктивного исполнения реактора
Ядерный реактор состоит из нескольких взаимосвязанных
систем, которые обеспечивают его функционирование. К ним от¬
носятся активная зона — основной источник тепла, торцевые и ра¬
диальные отражатели, система теплоотвода, органы регулирова¬
ния и ядерной безопасности, а при использовании в качестве теп¬
лоносителя натрия или лития — система разогрева.
Размеры активной зоны определяются в результате достаточ¬
но сложного нейтронно-физического расчета, но в первом прибли¬
жении (в частности, в учебном процессе) такая операция может
быть выполнена путем простого объемного моделирования. На¬
пример, если известны тепловая мощность и один из габаритных
67
размеров Dn активной зоны прототипа, то тепловая мощность про-
о
ектируемого реактора изменится в (D/Dn) раз, где D — соответ¬
ствующий размер проектируемого реактора. Как показывает прак¬
тика, такое моделирование имеет ограничения — во избежание
слишком большой погрешности наружный диаметр реактора с
учетом толщины отражателя не должен быть более 800 мм. Тол¬
щина отражателя может быть принята равной примерно 100 мм.
Активная зона набирается из тепловыделяющих элементов.
Твэл, как правило, представляет собой цилиндрическую герметич¬
ную трубку, заполненную ядерным топливом (таблетками), в кон¬
цевых зонах которой размещены торцевые отражатели.
В реакторах на промежуточных или тепловых нейтронах ак¬
тивная зона реактора содержит также замедлитель. Им служит
гидрид циркония (ZrHj 7). Его максимальная рабочая температура,
не приводящая к заметному выходу водорода, не превышает 600°С.
Такие реакторы использовались в ЯЭУ “ТОПАЗ” и “Енисей” [2-6,
2-7, 2-8].
Теплоноситель предназначен для отвода выработанного в ре¬
акторе тепла и обеспечения допустимой температуры на элементах
его конструкции. В состав системы теплоотвода входят подводя¬
щие и отводящие патрубки с коллекторами, которые осуществля¬
ют равномерный подвод (входной коллектор) и отвод (выходной
коллектор) теплоносителя от твэлов или ЭГК.
Органы регулирования обеспечивают управляемое изменение
тепловой мощности реактора путем влияния на распределение
нейтронов в активной зоне. Изменение нейтронного потока осу¬
ществляется за счет регулирования утечки нейтронов из активной
зоны. Это достигается путем изменения толщины отражателя или
введением в его состав в процессе работы реактора поглощающего
материала — В10.
Подобным же образом, т.е. введением поглощающего материа¬
ла в активную зону, приводящим к подкритичности реактора в
любых ситуациях (штатных и аварийных), реализуется обеспече¬
ние ядерной безопасности.
Использование в реакторах таких теплоносителей, как натрий
или литий с высокой температурой плавления (98°С и 179°С соот¬
ветственно), т.е. находящихся в условиях вывода на орбиту в
твердом состоянии (при температуре около 50°С), вынуждает вво¬
68
дить в реактор систему разогрева, обеспечивающую расплавление
используемого в ЯЭУ теплоносителя.
В РП, в которых активная зона набирается из ЭГК, присутст¬
вуют также система подачи цезия к каналам и система коммута¬
ции. ЭГК, содержащий ядерное топливо, напрямую преобразует
выделяющееся в нем тепло в электрическую энергию [2-9, 2-10].
Получение требуемых электрических параметров (тока, напряже¬
ния) в РП обеспечивается соответствующим соединением ЭГК.
Непременным условием функционирования ЭГК служит пода¬
ча в него пара цезия под давлением в несколько миллиметров
ртутного столба. Цезий снижает работу выхода электронов с эмит¬
тера и компенсирует отрицательный объемный заряд в межэлектро¬
дном зазоре. В ЯЭУ “ТОПАЗ” в цезиевую систему выходили ГПД,
и вместе с цезием они выводились из реактора в специальный кол¬
лектор. Там цезий поглощался пиролитическим графитом, а про¬
дукты деления выходили в космическое пространство. Такая сис¬
тема получила название “расходной”, т.е. цезий однократно про¬
ходил через ЭГК. В ЯЭУ второго поколения прошедший через ЭГК
цезий конденсируется, очищается от ГПД и затем снова подается
в виде пара в ЭГК. Такая система называется регенеративной. По¬
дача цезия в ЭГК в виде пара накладывает на конструкцию реак¬
тора определенные ограничения. Они заключаются в обеспечении
соответствующей температуры в трактах цезия, по возможности,
без применения в них дополнительных нагревателей.
В конструктивном плане ядерный реактор или РП представля¬
ет собой сварную конструкцию, состоящую из нескольких герме¬
тичных полостей. Каждая полость соответствует определенной
системе реактора, т.е. имеются полости активной зоны, теплоотво¬
да, системы регулирования, системы ядерной безопасности, систе¬
мы разогрева. В РП к ним добавляются полости системы подачи
цезия и электрической коммутации.
Герметичные полости, как правило, образованы цилиндричес¬
кими обечайками (оболочками) с приваренными к ним по торцам
пластинами. Набор таких полостей образует конструкцию реакто¬
ра. В соответствии с таким подходом рассмотрим схематично кон¬
структивно-компоновочную схему ядерного реактора и проектный
алгоритм ее создания.
Алгоритм можно разбить на несколько этапов. Сначала по ре¬
зультатам нейтронно-физических и тепло-гидравлических расче¬
тов определяют габариты активной зоны и отражателя, массу за¬
69
грузки ядерного топлива, используемый для охлаждения реактора
теплоноситель и его расход. По полученным данным выбираются
форма, размеры и количество твэлов. Их следует равномерно рас¬
пределить по внутреннему объему активной зоны. Как правило,
твэлы размещают концентрически относительно продольной оси
реактора в цилиндрической оболочке, диаметр которой равен диа¬
метру активной зоны. Крепление твэлов осуществляется в торце¬
вых пластинах, зафиксированных в цилиндрической оболочке.
Фиксация пластин может быть выполнена либо сваркой, либо с
использованием конструктивных элементов самого реактора (рис.
2.2.1) [2-11]. В реакторах большой мощности для снижения гид¬
равлического сопротивления теплоносителя коллекторы подвода и
отвода теплоносителя располагаются таким образом, чтобы тепло¬
носитель не проходил через опорные решетки (рис. 2.2.2).
Рис. 2.2.1. Конструктивная схема реактора:
1 — крышка переднего коллектора; 2, 10 — проставки; 3 — передний
коллектор; 4, 13 — “трубная доска”; 5 — твэл; 6 — корпус реактора;
7 — радиальный отражатель; 8 — задний коллектор; 9 — патрубок
отвода теплоносителя; 11 — крышка заднего коллектора;
12 — отверстие для прохода теплоносителя
Сами твэлы в этом случае должны быть снабжены дополни¬
тельными конструктивными элементами, фиксирующими их в
70
СЙ
VD w
н к
I 1,3
I а>
Я
° 5
ю л
>. О
а я
н ,
ей
с 1
к
О)
Е-1 «
S =я
w О
О
о о
К Рн
« О
Я
я
я
05
ч
I и
<и
со ft
К
ей tf
Я ¥
Я *
5 я
я ч
>■ е-
а
в I
о
я
.. о
К«к
S К к
£ь*
^ Д
СЙ fcf
а о
О Н
ю
о
ей
Е-*
И
(D
2
CD
И
®
Оч
к*»
Н
05
ч *
к
о»
2 ^
eg Q*
м 5
к
CD
ч
К
CD
Рч
X
О ^Ч
СЙ
ей
ф
-L^c я
Рч м
« s
(D О
а я
ей I
4> СО
« Я" ...
ео
05 Я
ей о
5 2»
.„ к
N и ч
&:°§
о к К
g § &
£ s ч
1 £ 8
R s
>-S Рч W
0 Ф
Я ч
в
1 ф
_ I a
Л °0 x
H *4 <u
ы .. О
ей X
И H
„ <1) О
2 а ф
Ч г, v
Ф д
о
<0 I
CSJ 1
• ~ \о
Ч
Ч fcf
Ф Д*
Й И
Я f-H
Рч
о
ей
ей
М Ч
Ф
и tt
§«
я 2
с я
? ю
£- >>
и ?
я ^
О I
и
« я
Я И
а ч
ч °
3е
ф I
CS]
од
од
<о
. 5 л
^ S о
О од
S .~ W
Р< ей Д
V» г-5
S >>
й о 2 ^
|_н М ИЧ >-ц
Рн Й
0 *
to I
Й I
а
»*ч
Я «м
S -
а> Я
ь о
w ю
Я >>
и a
я ч
я 2
ю в
>> >я
В4 °
Ч я
1 4
о
я
Я
м
а °
я й
ш I
О 1
и а
л а>
а н
Я ^
и
>» St
-I о
. в
л I
05 О 1
ч Й *»
en ri . -
Ен
■в*
Я
Е*
СО
Ой
I я
я
^ S,
<М о
ю
Ен О
VD Я
Ю Я
I ф
I ч
е
S я
!М a
я
СЧ1
71
торцовых пластинах. В качестве таких конструктивных элементов
могут использоваться стержни или трубки. В последнем случае
внутренний объем твэла может использоваться для сбора ГПД.
Крепление твэла к опорным решеткам осуществляется с уче¬
том различного температурного расширения твэла и цилиндричес¬
кой оболочки (корпуса реактора). Температура твэла выше темпе¬
ратуры оболочки, особенно во время вывода реактора на мощность.
Такая конструкция реализуется за счет жесткого крепления одно¬
го конца твэла с возможностью перемещения другого. В качестве
жесткого крепления используется сварка или соединение типа
болт-гайка на одной опорной решетке (рис. 2.2.3, рис. 2.2.4), в от¬
верстии другой опорной решетки хвостовик твэла может свободно
перемещаться.
Рис. 2.2.3. Конструктивная
схема “жесткого” крепления
твэла (сварное):
1 — корпус реактора;
2 — трубная доска;
3 — твэл
Рис. 2.2.4. Конструктивная
схема “жесткого” крепления
твэла (болт-гайка):
1 — корпус реактора;
2 — гайка; 3 — трубная доска;
4 — твэл
Аналогичный эффект может быть достигнут за счет придания
возможности перемещения опорной решетки относительно ци¬
линдрической оболочки реактора. Это достигается установкой
между решеткой и оболочкой кольцевого гибкого элемента, на¬
пример, в виде гофра сильфона (рис. 2.2.5).
Существуют конструкции, в которых твэлы перед помещени¬
ем в реактор собираются в кассеты. Это повышает технологич¬
ность сборки активной зоны и позволяет сформировать полость
для выходящих из ядерного топлива ГПД. Для фиксации кассеты с
твэлами используют крепление, аналогичное креплению твэла. На¬
пример (рис. 2.2.6), цилиндрические хвостовики твэлов 5 вваре¬
72
ны в торец оболочки 4, объединяющей внутренние полости твэлов,
а сама оболочка через промежуточную трубку жестко крепится к
трубной доске 2. Противоположные концы твэлов свободно закреп¬
лены в пластине, при этом сама пластина через хвостовик также
имеет возможность перемещаться в опорной решетке. Такой кон¬
струкцией достигается независимое друг от друга расширение твэ¬
лов и одновременно удобство сборки активной зоны.
Рис. 2.2.5. Конструктивная схема
“свободного” крепления твэла:
1 — корпус реактора; 2 — гибкий
элемент; 3 — промежуточное кольцо;
4 — трубная доска; 5 — твэл
Рис. 2.2.6. Конструктивная схема
“жесткого” крепления кассеты твэлов:
1 — трубка вакуумирования; 2 — трубная доска; 3 — трубка;
4 — емкость для сбора ГПД; 5 — твэл
73
Рис. 2.2.7. Конструктив¬
ная схема герметизации
коллектора реактора:
1 — корпус реактора;
2 — торцевая крышка
Следующим этапом является конструирование зоны подвода и
отвода теплоносителя, т.е. зоны коллекторов. Она должна быть
герметичной и обеспечивать равномер¬
ный отвод тепла с твэлов. Последнее
достигается равномерным подводом теп¬
лоносителя к коллектору и равномер¬
ным отводом из него. Как правило, ис¬
пользуется три подводящих и три отво¬
дящих патрубка, расположенных на
цилиндрической оболочке. Герметиза¬
ция коллекторов, т.е. полостей тепло¬
носителя, обеспечивается торцовыми
крышками, которые привариваются к
цилиндрическим оболочкам (рис. 2.2.7).
Таким путем формируется жидкоме¬
таллическая полость реактора.
После этого появляется возможность
перехода к проектированию радиально¬
го отражателя. Торцовые отражатели,
как уже отмечалось, размещены в твэлах
либо ЭГК. Конструкция отражателя во
многом зависит от используемого в нем материала. Для реакторов
с температурой теплоносителя до 700°С используется бериллий,
при более высокой температуре — окись бериллия. При этом под¬
ход к выбору конструкции радиального отражателя одинаков —
он выполнен составным из нескольких элементов. Это обусловлено
особенностями сборки отражателя с активной зоной реактора и
технологией изготовления самого отражателя.
В реакторе радиальный отражатель выполнен в виде кольце¬
вого блока с равномерно расположенными по окружности цилинд¬
рическими каналами, предназначенными для размещения в них
органов регулирования. Кольцевой блок отражателя разделен на
две части — внешнее и внутреннее кольцо (рис. 2.2.8). При этом
сами кольца также состоят из отдельных блоков. Превращение
блоков в единую конструкцию радиального отражателя осущест¬
вляется путем болтового соединения каждого отдельного внешне¬
го блока с внутренним (рис. 2.2.9) с последующим соединением
блоков кольцевым элементом 3 (рис. 2.2.10).
Собранный радиальный отражатель размещается между ко¬
рончатыми фланцами цилиндрической оболочки активной зоны.
74
Рис. 2.2.8. Конструктивная схема радиального отражателя:
1 — цилиндр ОР (поступательное движение); 2 — блок отражателя
внутренний; 3 — блок отражателя внешний; 4 — оболочка ОР;
5 — накладка из В10; 6 — цилиндр ОР (вращательное движение)
12 3 U
Рис. 2.2.9. Конструктивная схема
крепления частей радиального
отражателя:
1 — внешняя часть отражателя; 2 — болт;
3 — внутренняя часть отражателя;
4 — корпус реактора
В креплении отражателя используется тот же принцип, что и при
креплении твэлов, а именно: один торец отражателя крепится к
фланцу жестко, а другой имеет возможность осевого перемещения
(рис. 2.2.10). Тем самым исключается возникновение термических
напряжений из-за различий в коэффициентах термического рас¬
ширения стали и бериллия, а также из-за перепада температуры
между оболочкой активной зоны и радиальным отражателем, осо¬
бенно на этапе разогрева реактора.
75
Рис. 2.2.10. Конструктивная схема крепления радиального отражателя
к корпусу реактора:
1 — корпус реактора; 2 — штифт; 3 — кольцо, соединяющее блоки
отражателя; 4 — блок отражателя; 5 — болт; 6 — отверстие техноло¬
гическое; а — свободное крепление; б — жесткое крепление
При использовании окиси бериллия блоки отражателя имеют
меньшие по сравнению с бериллием габариты. Это отличие обу¬
словлено технологическими ограничениями на изготовление из
окиси бериллия крупногабаритных блоков.
Крепление блоков между собой осуществляется штифтовыми
и болтовыми соединениями. При этом болты вворачиваются в
предварительно помещенные в блоки отражателя металлические
футерки (см. рис. 2.2.2). Их фиксация производится с помощью
радиальных штифтов, вставляемых в блок отражателя и футерки.
В остальном крепление каждого блока к реактору производится
аналогично креплению бериллиевого отражателя.
Использование отражателей без герметизирующей оболочки
упрощает конструкцию и дает возможность при необходимости с
учетом составной конструкции отражателя произвести его развал
для аварийной остановки реактора. Такой конструктивный прием
применялся в реакторах ЯЭУ первого поколения (“БУК”, “Ени¬
сей”, SNAP-10A). В то же время может использоваться и гермети¬
зация отражателя (ЯЭУ “ТОПАЗ”), что было обусловлено прокач¬
кой теплоносителя по внешней поверхности РП.
Следующий этап — проектирование органов регулирования
реактора и органов системы ядерной безопасности.
76
Как уже отмечалось, регулирование реактора осуществляется
путем изменения отражающей способности отражателя. В реакто¬
рах, используемых для термоэлектрических или турбомашинных
ЯЭУ, могут применяться ОР, имеющие поступательное движение.
Это позволяет открывать в отражателе пазы, через которые ней¬
троны “утекают” из активной зоны. Изменяя геометрию пазов, и,
следовательно, величину “утечки”, можно регулировать поток
нейтронов в активной зоне реактора.
В реакторах-преобразователях (см. рис. 2.2.10) регулирующие
цилиндры имеют вращательное движение. За счет накладок из
нейтронно-поглощающего материала В10 они способны либо отра¬
жать нейтроны в активную зону, либо их поглощать. В первом
случае цилиндр развернут накладками наружу, во втором наклад¬
ки из В10 обращены к активной зоне.
В обеих конструкциях цилиндры помещены в герметизирую¬
щую оболочку-чехол и вставлены в цилиндрические каналы ради¬
ального отражателя. Чехол представляет собой тонкостенную ци¬
линдрическую обечайку с двумя торцевыми крышками. С их помо¬
щью организовано его крепление к фланцам корпуса активной зоны.
Как и в случае с твэлами, одна торцевая крышка чехла жестко за¬
креплена на фланце, другая, снабженная цапфой со сферической
поверхностью, имеет возможность перемещаться относительно
корпуса реактора. Она входит в направляющую втулку фланца ре¬
актора (см. рис. 2.2.2) и дает возможность не только осевого, но и
углового перемещения регулирующего цилиндра (последнее осо¬
бенно валено на режиме разогрева реактора). В некоторых случаях
конструкция вала передней крышки ОР выполнена таким обра¬
зом, чтобы позволить при проведении наземных испытаний подсо¬
единить регулирующий цилиндр к стендовым приводам регулиро¬
вания реактора (рис. 2.2.11).
В случае поступательного перемещения регулирующего ци¬
линдра его положение относительно герметизирующей оболочки
обеспечивается дистанционирующими шариками, размещенными
в нескольких поясах. Шарики завальцованы в обоймы, запрессо¬
ванные в бериллиевый цилиндр.
Регулирующий цилиндр может быть выполнен либо монобло¬
ком, либо состоять из двух частей: неподвижной и подвижной. В
первом случае он весь перемещается относительно активной зоны, во
втором изменение величины “утечки” нейтронов достигается пере¬
мещением только подвижной части отражателя (см. рис. 2.2.2).
77
Е
&
&г
ч
О)
Еч
03
м
о
со
оЗ
а
ю
о
0)
а
и
оЗ
а
о
Еч
«
оЗ
О)
а
4)
х
о
ч
03
W
И
К
Еч
Й
►>9
а
Е-*
О
В
о
и
в
0
ю
>, ..
а ч
в Я
и g
1 *
>о Я
у: д-
4 Я
2 2
W
м
о
5
а
0
Сч
а п
о д
Еч О
а й й
о
>>
а
я
а
0)
w
а>
Ч
о
a
Е-
•г В
В ф
а ч
ф ф
Я .
в
В
о о
X
Ф о 2
ч ю S
ч >> *
о а ®
X Е* 5
в в
с к
I *
„ ч
S4] ф
c^i га
>»
a I
о 1
м 'о
В 64
00
a
м<
СО
аз
в °>
в •-
В 1".
В -н
О М
S ч
g N
В
Ч к
>> о
<м
О
О
я
в
я
я
о
в
5 00
Ч
оЗ
a
о
Еч
_ я
Ss
0 Ч
В о
в
В V
В “
VO чЗ
a g
ч £
1 °*
1 ё
<М Ю
^ О
И
a
СО
сч
csi
6
Я
a
л
ч
<D
Н
03
к
оЗ
a
Еч
* °
0 S
нч М
Л Ш
а к
в ft
о
Е-|
В
В
В
в
a ь.
ф ^
В ...
I w
I о
<М я
... о
и Я
О В
■& га
в I
ч
В
О «о
• - в
И ч
U g
I 4
I о
R
^ I
4)
* ^
й §
В в
а о
й я
сЗ
й
И
оЗ
, , О
СО и
g I О
ВТ >.
в <М a
Е- ... Ен
>. В В
я я в
я « |
в ю
к о 00
I g-*
5 a
£ ~
ф
С)
IM
в
а в
® в
Я ч
а я
ф
§ 1
В Mi
В <М
о
>я
в ,
в
в 1
03 >-j
в
3 в
оЗ у
а й
^ ю
I ^
I a
о н
М<
Ч
ч
о
в
«
я
я
и
a
ф
в
в
я
я
й.
>. о»
а
я
в
в
В и
05
о
ч
-G-
2
ч
я
ч
в
в
со
<м
78
При использовании в конструкции регулирующего цилиндра с
накладкой из В10 поворот цилиндра относительно герметизирую¬
щего чехла происходит на подшипниках качения, размещенных в
его торцевых крышках.
Помимо бериллиевого регулирующего цилиндра в оболочке
чехла должна быть размещена антилюфтовая пружина (поз. 12 на
рис. 2.2.2). Она исключает наличие люфта в механической связи
между органом регулирования и его приводом. Пружина установ¬
лена таким образом, чтобы при выводе реактора на рабочий
режим привод преодолевал ее упругость. Это дает конструкции до¬
полнительное положительное свойство. Пружина одновременно
выполняет функцию элемента системы ядерной безопасности. При
снятии напряжения с электропривода пружина разжимается и
выводит регулирующий цилиндр или его часть из габаритов ак¬
тивной зоны. В результате реактор выключается.
В реакторах с поворотными регулирующими цилиндрами
(рис. 2.2.11, 2.2.12) антилюфтовые пружины выполняют анало-
Рис. 2.2.12. Конструктивная схема соединения
распределительного механизма и регулирующего цилиндра:
1 — регулирующий цилиндр; 2 — корпус реактора; 3 — корпус регу¬
лирующего цилиндра; 4 — сильфон; 5 — карданный вал; 6 — чехол;
7 — шарнир; 8 — обойма шарнира; 9 — корпус распределительного
механизма; 10 — подшипник; 11 — антилюфтовая пружина
79
гичную функцию, но работают по иному принципу. В этом случае
спиральные пружины работают на скручивание. Один конец пру¬
жины закреплен на регулирующем цилиндре, другой — на эле¬
менте герметизирующего чехла. Как правило, используются две
последовательно соединенные пружины, размещаемые в зоне
ввода в герметизирующий чехол приводного вала, соединяющего
ОР с распределительным механизмом.
Каждый цилиндр снабжен концевым элементом, позволяю¬
щим ему передавать вращательное движение и одновременно иметь
возможность осевого и углового перемещения (рис. 2.2.12). Такая
конструкция носит название карданова вала. Он позволяет ком¬
пенсировать различное температурное расширение агрегатов орга¬
нов регулирования, например, “горячего” регулирующего цилинд¬
ра и “холодного” распределительного механизма. Последний слу¬
жит для уменьшения количества электроприводов ОР и соответст¬
венно валов, проходящих сквозь радиационную защиту. Напри¬
мер, четыре вала, идущие от электроприводов, через шестерни
распределительного механизма передают вращение на двенадцать
регулирующих цилиндров. Сам распределительный механизм, со¬
стоящий в этом случае из четырех редукторов (по одному на каж¬
дый приводной вал), закреплен на реакторе таким образом, чтобы
обеспечить возможность его свободного расширения относительно
корпуса реактора. Один из вариантов такого крепления показан
на рис. 2.2.12.
Полость органов регулирования независимо от принципа дей¬
ствия — поступательного перемещения регулирующего цилиндра
или его поворота — герметична и заполнена аргон-гелиевой сме¬
сью. Тем самым исключается возможность “холодной” сварки в
вакууме контактирующих элементов механизма регулирования.
Герметичность достигается применением тонкостенных чехлов и
сильфонов, соединяемых аргонодуговой сваркой.
Начиная с ЯЭУ второго поколения реакторы снабжаются сис¬
темой ядерной безопасности. Для выполнения своей функции эле¬
менты системы должны размещаться непосредственно в активной
зоне реактора. Как правило, в ее центральной зоне они замещают
отдельные ЭГК или твэлы либо их сборки.
Конструктивно система ядерной безопасности представляет
собой устройство (рис. 2.2.13), которое по команде САУ или с земли
способно вывести поглощающий материал из активной зоны или
ввести его туда в случае необходимости. Помимо этого, устройство
80
выполнено таким образом,
чтобы поглощающий мате¬
риал мог попасть в актив¬
ную зону реактора при обес¬
точивании его исполнитель¬
ных механизмов (при ава¬
рии ЯЭУ). Поглощающий
материал в виде таблеток 8
из В10 помещен в шарнирно
соединенные между собой
герметичные оболочки. Они
образуют так называемый
стержень безопасности, осе¬
вой размер его соответствует
длине активной зоны. Раз¬
биение СБ на соединенные
шарниром 9 элементы вызва¬
но необходимостью предот¬
вратить заклинивание СБ в
канале, отделяющем систему
ядерной безопасности от по¬
лости активной зоны. Канал
проходит через весь реактор
и вварен непосредственно
или через компенсирующие
элементы 17 в торцовые
крышки корпуса реактора.
На противоположном относи¬
тельно направления выхода
СБ из активной зоны кон-це
канала размещен замок 13,
назначение которого — удер¬
жание стержня в активной
зоне при любых ситуациях,
включая аварийные. Откры¬
тие замка может происхо¬
дить только по команде.
Одним из вариантов такого
замка служит конструкция,
00 C\j
81
использующая принцип цангового устройства 11. Оно способно на¬
дежно удерживать СБ и давать ему возможность перемещения (от¬
крываться) при подаче управляющего сигнала (давления газа или
электрического напряжения). При этом конструкция замка долж¬
на обеспечивать фиксирование СБ при его повторном вводе в ак¬
тивную зону (после окончания ресурса ЯЭУ или в аварийной си¬
туации).
Расположение замка СБ должно предохранять его от разруше¬
ния при аварии (пожар на старте или несанкционированный вход
реактора в плотные слои атмосферы). Одним из возможных путей
обеспечения этого требования является размещение замка внутри
корпуса реактора.
Вывод СБ из активной зоны может быть осуществлен различ¬
ными способами. Возможен вывод стержня при помощи реечного
механизма, как в органах регулирования реактора, либо тросовым
механизмом (см. рис. 2.2.13). В последнем случае электропривод
приводит во вращение барабан, на который наматывается соеди¬
ненный с СБ трос. Под его действием стержень выходит из актив¬
ной зоны.
Выбор того или иного способа во многом зависит от общей
компоновки ЯЭУ, в частности от места расположения привода СБ
— в зоне, защищаемой радиационной защитой, либо непосредст¬
венно на верхней крышке реактора. Во многом выбор определяет¬
ся радиационной стойкостью элементов, комплектующих электро¬
приводы. Критическим элементом, как правило, является элект¬
рическая изоляция.
Ввод стержня в активную зону реактора обеспечивается сраба¬
тыванием простого и надежного элемента, не зависящего от функ¬
ционирования смежных систем ЯЭУ. Таким элементом служит
пружина 15. При выводе СБ происходит ее сжатие, и весь срок ра¬
боты реактора пружина находится в сжатом состоянии. Удержа¬
ние ее в таком положении обеспечивается либо самим электропри¬
водом, либо электромагнитной муфтой. Если электропривод или
муфта обесточивается, пружина вбрасывает СБ в активную зону.
При использовании тросовой системы пружина размещается в
том же канале, что и СБ, между самим стержнем и наматываю¬
щим трос барабаном.
В случае реечного привода пружина конструктивно совмещена
с электроприводом и его редуктором. Последний необходим для
уменьшения хода пружины и, соответственно, габаритов всего
привода. В последнем случае пружина располагается в более бла¬
гоприятном для функционирования месте — при более низких
температурах и радиационных потоках. Однако сам привод по ки¬
нематике более сложен и, соответственно, имеет большую массу.
Как и система регулирования реактора, система ядерной без¬
опасности должна быть герметична и заполнена аргон-гелиевой
смесью.
Размещение каналов для СБ определяется по результатам ней¬
тронно-физического расчета реактора. Как правило, каналы рас¬
полагаются в центральной части активной зоны вместо ЭГК, твэла
или группы твэлов.
Увеличение мощности реактора связано с повышением макси¬
мальной температуры теплоносителя в его контуре и, соответст¬
венно, с заменой эвтектического сплава Na-K на литий [2-5]. Для
его разогрева в составе реактора появляется дополнительный кон¬
тур, который может быть заполнен либо двойной эвтектикой Na-K,
либо тройной эвтектикой Na-K-Cs. Первая имеет температуру
плавления -1ГС, вторая -80°С. Жидкометаллический контур вы¬
полнен в виде нескольких трубок малого диаметра (10—15 мм), раз¬
мещенных равномерно по периферии активной зоны (см. рис. 2.2.2).
Подача в них теплоносителя осуществляется через трубки, входя¬
щие в реактор по патрубкам основного теплоносителя. Равномер¬
ное распределение теплоносителя системы разогрева по активной
зоне обеспечивается введением в конструкцию реактора дополни¬
тельных коллекторов. Один из них располагается в зоне входных
основных коллекторов реактора, другой — в зоне выходных кол¬
лекторов. Выходящие через патрубки реактора трубки разогрева¬
ющего теплоносителя являются частью общей системы разогрева
ЯЭУ, содержащей в своем составе отдельные электромагнитный
насос и компенсационный бак.
Выше были рассмотрены все основные системы ядерного реак¬
тора и их конструктивное исполнение. Далее будут представлены
системы и их конструктивные особенности, появляющиеся только
в составе РП (ЭГК будут рассмотрены в отдельном разделе). Следу¬
ет отметить, что тип ЭГК (одноэлементный, многоэлементный; с
двухсторонним, односторонним отводом ГПД в цезиевый тракт, с
выводом ГПД по отдельному тракту) оказывает серьезное влияние
на конструкцию РП, в частности, на элементы цезиевой системы.
В первую очередь к ним относятся герметичные полости (одна или
две), соединенные с межэлектродным зазором и заполненные
83
парами цезия. Из одной цезий подается в ЭГК, в другую отводятся
его пары и ГПД. На представленной конструктивной схеме (см.
рис. 2.2.11) показан РП с одноэлементными ЭГК с односторонним
подводом цезия. Соответственно, в этой конструкции присутствует
одна полость. При двухстороннем подводе цезия добавляется ана¬
логичная полость с противоположной стороны ЭГК.
Конструктивно каждая полость формируется из двух пластин
(трубных досок), вваренных по периферии в цилиндрическую обо¬
лочку корпуса РП. Как правило, одна из пластин одновременно
служит крышкой реактора, к другой пластине герметично крепят
ЭГК. Тепловая развязка между этими пластинами и вваренными в
них ЭГК обеспечивается сильфонами, входящими в состав ЭГК.
По условиям функционирования термоэмиссионного преобра¬
зователя цезий в межэлектродный зазор преобразователя должен
подаваться в виде пара. Его парообразное состояние поддержива¬
ют соответствующей температурой цезиевой полости (свыше
300°С). Одним из конструктивных приемов, способных обеспечить
такой температурный режим, служит размещение полости с цези¬
ем со стороны выходных коллекторов теплоносителя. В этом слу¬
чае нагретый в реакторе теплоноситель дополнительно подогрева¬
ет цезиевый тракт. Таким образом, существует зависимость разме¬
щения цезиевой полости от расположения входных и выходных
коллекторов теплоносителя.
В конструкции РП, где предусмотрена загрузка топлива на
полигоне (например, в ЯЭУ “Енисей”), размещение агрегатов це¬
зиевой системы на верхней крышке РП невозможно, поэтому кол¬
лектор цезия размещают на задней торцевой крышке.
Для полного исключения конденсации цезия на пути в ЭГК в
конструкцию РП вводят дополнительные полости с теплоносите¬
лем. Они находятся в контакте с цезиевым коллектором и поддер¬
живают в нем необходимую температуру.
РП имеет две коммутационные камеры: верхнюю и нижнюю.
Конструктивно коммутационная камера представляет собой ци¬
линдрическую полость, ограниченную по торцам стенками (труб¬
ными досками), отделяющими камеру с одной стороны от торце¬
вой части коллектора теплоносителя, а с другой — от коллектора
цезия. В радиальном направлении коммутационная камера, как
правило, ограничена цилиндрической частью коллектора теплоно¬
сителя. Это связано с необходимостью быстрого прогрева коммута¬
ционной камеры, связанной с полостями ЭГК, при выходе РП на
84
режим. Одновременно достигается более равномерный нагрев кон¬
струкции и, соответственно, снижение в ней температурных на¬
пряжений.
Коммутационные камеры и соединяющие их каналы, в кото¬
рых размещены ЭГК, заполнены гелием. Его выбор обусловлен хо¬
рошей теплопроводностью, которая необходима для передачи
тепла с ЭГК на охлаждающий его теплоноситель.
Коммутацию ЭГК осуществляют гибкими шинами, представ¬
ляющими собой набор тонких медных листов U-образной формы.
Такая форма позволяет обеспечить тепловую развязку соединен¬
ных между собой ЭГК. Для снижения электрического сопротивле¬
ния они снабжены специальными наконечниками, на которые на¬
прессовывают и приваривают шины.
Вывод электрической мощности с коммутированных ЭГК про¬
изводят через гермовводы. В их конструкцию входят шины, кера¬
мические изоляторы и гибкие компенсаторы. Гермовводы разме¬
щают в зависимости от положения коллекторов цезия и теплоно¬
сителя либо на торцевой крышке нижней коммутационной каме¬
ры, либо на ее цилиндрической части.
В коммутационных камерах может быть выполнено и крепле¬
ние ЭГК, например, с помощью установленных на трубной доске
шпилек.
РП тепловой мощностью -100 кВт выполняют, как правило, с
промежуточным спектром нейтронов, т.е. они имеют в своем со¬
ставе замедлитель (см. рис. 2.2.11). В космических ЯЭУ это гид¬
рид циркония. Применяемый в виде набора дисков, замедлитель
занимает в активной зоне пространство между ЭГК. Полость с дис¬
ками замедлителя, образованная трубными досками с вваренными
в них трубками, заполнена углекислым газом, который “залечива¬
ет” дефекты в защитном покрытии, нанесенном на поверхность
дисков. Оно препятствует выходу из гидрида циркония водорода,
когда его температура приближается к 550°С. Для подвода к по¬
лости углекислого газа С02 и отвода из нее окиси углерода СО она
снабжена специальными патрубками.
Наличие углекислого газа в полости с гидридом циркония, в
которой также размещены диски из бериллия (торцевой отража¬
тель), отрицательно сказывается на свойствах бериллия. Для
предотвращения этого контакта каждый диск помещен в оболочку
из нержавеющей стали.
85
Использование бериллиевых дисков связано с особенностью
формирования торцового отражателя в РП на промежуточных
нейтронов. В нем торцовый отражатель состоит из бериллия, вхо¬
дящего в состав ЭГК, и бериллия, расположенного между ЭГК.
Таким образом, в упрощенном виде можно представить, что
полости по продольной оси в РП, начиная от центра активной
зоны, располагаются следующим образом. Полость гидрида цир¬
кония, по торцам которой размещены очехлованные диски берил-
лиевого отражателя, ограничена трубными досками, отделяющи¬
ми ее от полости теплоносителя. Затем следует трубная доска на
границе полости теплоносителя и коммутационной камеры. Сле¬
дующая трубная доска отделяет коммутационную камеру от це¬
зиевой полости. При наличии обогревающих цезиевый коллектор
полостей теплоносителя они располагаются в соответствующем по¬
рядке. Замыкают объем торцовые крышки РП.
Корпус реактора или РП должен быть снабжен узлами крепле¬
ния для стыковки со смежными агрегатами. Узлами крепления
могут служить либо отдельные кронштейны, либо фланец. Пос¬
ледний получил наибольшее распространение в ЯЭУ второго поко¬
ления. Фланец, как правило, размещен на внешней поверхности
коллектора теплоносителя или коммутационной камеры.
2.2.3. Примеры конструктивного исполнения
отдельных элементов реактора
В данном разделе приведены примеры конструктивного испол¬
нения отдельных элементов реактора, показавших свою эффектив¬
ность в космических ЯЭУ первого поколения.
Как уже отмечалось, ядерный реактор или РП представляет
собой сварную конструкцию, имеющую несколько полостей. Их
герметичность должна соответствовать (при контроле по натека-
нию гелия) не более 6,6x10 м Па/с для жидкометаллического
—11 3
контура и не более 2,66x10 м Па/с для цезиевого контура. От¬
сюда следуют требования к качеству сварных швов.
Наиболее часто применяемыми типами сварных швов являют¬
ся стыковой, стыковой с посадочным буртиком и с оплавлением
кромок (рис. 2.2.14). Последний применяют наиболее широко и
используют при сварке цилиндрических оболочек, оболочек и тор¬
86
цовых крышек, патрубков и подходящих к ним трубопроводов
(рис. 2.2.15).
Рис. 2.2.14. Примеры типов сварных швов:
а — шов с оплавлением кромок; б — шов с
посадочным буртиком; в — шов стыковой
12 3
Рис. 2.2.15. Примеры типов
сварных швов:
1 — корпус реактора;
2 — патрубок; 3 — трубопровод
Угловые швы в конструкции реакторов и РП второго поколе¬
ния почти отсутствуют (рис. 2.2.16). На цилиндрической поверх¬
ности оболочки реактора фрезеруют тонкостенные буртики, к ко¬
торым затем приваривают встык патрубки под трубопроводы теп¬
лоносителя (рис. 2.2.15).
1 2
Рис. 2.2.16. Угловой
сварной шов:
1 — корпус реактора;
2 — патрубок трубопровода
Для приварки сильфонов или линзовых компенсаторов ис¬
пользуют другой тип шва (рис. 2.2.17). В нем применяют подклад¬
ное тонкостенное кольцо, которое защищает сильфон от прогора¬
ния при сварке и предохраняет сварной шов от раскрытия.
87
Рис. 2.2.17. Схема
приварки сильфона:
1 — сильфон;
2 — подкладное кольцо;
3 — кольцо для последую¬
щей сварки
Рис. 2.2.18. Схема
выполнения герметизиру¬
ющего шва на штенгеле:
1 — трубка; 2 — корпус
герметизируемого объема
Типовым элементом в конструкции реактора или РП является
герметизирующая трубка, которую иногда называют штенгелем
(рис. 2.2.18). Она необходима для проверки герметичности внут¬
ренней полости и заполнения ее инертным газом. Порядок выпол¬
нения технологических операций при этом следующий. Через
приваренную к проверяемой полости трубку подают гелий (он ис¬
пользуется в качестве газа, регистрируемого течеискателем).
После проверки на герметичность и установления в полости необ¬
ходимого давления трубку пережимают сварочными клещами с
одновременным выполнением шва контактной сваркой. Затем
трубку отрезают, контактный шов дублируют еще одним швом
путем оплавления кромок и снова проверяют на герметичность.
2.2.4. Материалы,
используемые в конструкции реактора
При выборе материалов реактора и РП необходимо учитывать
несколько факторов. Среди них требования, обусловленные ней¬
тронно-физическими расчетами реактора, температурными режи¬
мами, прочностью, ядерной безопасностью, массогабаритными
параметрами и ресурсом. В случае РП к ним добавляется необхо¬
димость обеспечения эффективной работы ЭГК. В результате ком¬
плексного анализа свойств материалов в реакторах и РП косми¬
ческого назначения используются следующие материалы.
88
В качестве топлива — высокообогащенный уран-235, легиро¬
ванный молибденом, двуокись урана (U02), карбид урана (UC),
нитрид урана (UN), уран-циркониевый карбонитрид (UZrCN) . Об¬
ласть их применения изложена в учебном пособии [2-5].
Материалом отражателя служит бериллий (Be), при темпера¬
туре более 80СГС — окись бериллия (ВеО).
Материалом замедлителя служит гидрид циркония (ZrHj 7).
В качестве поглощающего материала используется карбид
бора, обогащенный по изотопу В10, или сам бор, обогащенный по
тому же изотопу.
Теплоносителем в реакторах космического назначения служат
при температуре до 970К эвтектический сплав Na-K, при более
высоких температурах литий (Li).
Материалом корпуса реактора при использовании теплоноси¬
теля Na-K служат нержавеющие стали 12Х18Н10Т, 08Х16Н11МЗ
и другие стали, в случае использования лития в конструкции кор¬
пуса должны использоваться ниобиевые сплавы типа НбЦ, НбЦу
[2-12].
В гермовводах РП в качестве материала изоляции применяют¬
ся окиси алюминия (Л1203), бериллия (ВеО), иттрия (У203).
Механические и некоторые теплофизические свойства матери¬
алов приведены в разделе 8.
2.2.5. Основы расчетно-теоретического
обоснования прочности реактора
Расчеты на прочность относятся к важнейшим составляющим
процесса создания конструкции реактора наряду с нейтронно-фи¬
зическими, тепловыми и гидравлическими расчетами.
Для прочностного расчета источниками исходных данных по
силовым и температурным нагрузкам являются тепловой и гид¬
равлический расчеты реактора.
Основные этапы прочностной отработки конструкции реакто¬
ра соответствуют этапам проектирования. Каждый этап включает
в себя серии расчетов, преследующих вполне конкретные цели.
Расчеты на прочность на начальных стадиях формирования рабо¬
тоспособной конструкции носят итерационный характер.
Этап технического предложения [2-13], как правило, содер¬
жит расчеты на прочность, сочетающиеся с выбором основных
размеров. Такие расчеты, как и конструкторские разработки,
89
имеют цель показать принципиальную возможность создания из¬
делия, отвечающего требованиям технического задания.
На стадии эскизного проектирования расчеты на прочность
позволяют подтвердить прочностную работоспособность основной
несущей конструкции реактора или РП на наиболее напряженных
режимах, а также обеспечить количественный процесс оптимиза¬
ции конструкции по массе с последующим неизбежным уточнени¬
ем расчетных методик и детализацией расчетных схем.
На стадии эскизного проекта отработка вопросов прочности
для новых технических решений, помимо расчетно-теоретическо¬
го анализа, проводится также на специально создаваемых моде¬
лях и макетах.
На этапе технического и рабочего проектирования проводится
поверочный расчет изделия в целом, узлов, агрегатов и отдельных
деталей на всех эксплуатационных режимах реактора ЯЭУ.
2.2.6. Расчеты на статическую прочность
В ходе прочностной отработки конструкции реактора ЯЭУ
первое место принадлежит расчетам на кратковременную стати¬
ческую прочность от действия механических и тепловых нагрузок
на основных рабочих режимах. Полученные значения напряже¬
ний не должны превышать допускаемую величину, определяемую
по коэффициенту безопасности, назначаемому техническим зада¬
нием на энергоустановку или нормативными документами (для
наземных, стендовых установок таким документом является [2-14]).
Предельное напряженное состояние при необходимости может оп¬
ределяться на базе уравнения поверхности кратковременной проч¬
ности.
2.2.7. Проверка
на длительную статическую прочность
По результатам расчета на статическую прочность, с учетом
длительности действия рабочих режимов, когда при рабочих тем¬
пературах выше 450°С [2-10] для жаропрочных, жаростойких ста¬
лей проявляется явление ползучести, производится проверка на
длительную статическую прочность. Такая проверка подразумева¬
ет, что расчетчик располагает кривой длительной прочности кон¬
струкционного материала, а именно зависимостью предела дли¬
тельной прочности от времени действия нагрузки.
Запас по длительной статической прочности можно выбирать
как запас по пределу длительной статической прочности или как
запас по времени до разрушения. Второй путь представляется
более предпочтительным с точки зрения создания конструкции
минимального веса, что обусловлено характерным видом кривой
длительной прочности для материалов основнойконструкции ре¬
актора [2-12]. Технологически (в случае так называемого просто¬
го, т.е. пропорционального нагружения) операция такова: по кри¬
вой длительной прочностивыбирают время, превышающее ресурс
изделия с некоторым запасом, например, вместо 100000 часов
берут 110000, значение напряжений на кривой для этого момента
времени принимают за предельное напряжение в конструкции.
Если в результате расчета заданный предел напряжения оказыва¬
ется превышенным, то следует принять конструктивные или иные
меры для их снижения.
Так как ЯЭУ второго поколения многорежимные, проверка на
длительную статическую прочность должна проводиться по накоп¬
ленной длительной статической поврежденности [2-12, 2-14].
Расчеты на ползучесть необходимы для тех элементов кон¬
струкции, деформация которых (изменение формы) со временем
может привести к нарушению нормальной работы реактора. При¬
мером может быть изменение проходных сечений в контуре тепло¬
носителя.
2.2.8. Расчеты динамики
и прочности органов регупирования
Расчеты динамики и прочности органов регулирования и ава¬
рийной защиты имеют целью подтверждение технической эффек¬
тивности данных устройств. Под технической эффективностью
здесь понимается выполнение ОР своих функций по регулирова¬
нию и аварийному останову реактора в назначенные промежутки
времени.
Результаты расчета динамики являются исходными данными
для расчета прочности элементов этих устройств: рессор (валов),
шестерен, пружин, крепежных деталей (штифтов, болтов, шпи¬
лек).
91
2.2.9. Расчеты упругих элементов
К упругим элементам относятся: антилюфтовые пружины (ча¬
сового типа) органов регулирования и винтовые пружины, приво¬
дящие в движение стержни безопасности. Расчет этих элементов
проводится с учетом релаксации напряжений. Предполагается,
что на конец штатной работы реактора, когда программа полета
КА полностью выполнена, все типы пружин сохраняют упругость.
Методики расчета упругих элементов можно найти в книгах [2-15,
2-16].
2.2.10. Методы и программное обеспечение расчетов
на прочность реакторов
При проектировании ЯЭУ первого поколения в период 60-х —
80-х годов в расчетах на прочность преобладали “традиционные”
методы, основой которых являлся поэлементный анализ кон¬
струкции реактора. О прочности реактора в целом судили по ре¬
зультатам расчета отдельных элементов: трубных досок, крышек,
оболочек, стержневых элементов. Для расчетов применялись ме¬
тоды сопротивления материалов, теории оболочек и пластин, т.е.
применялись аналитические решения механики деформируемого
твердого тела. Такой подход к расчету на прочность содержится в
пособии [2-12] и на современном этапе представляется удовлетво¬
рительным при выполнении студентами курсового проекта, темой
которого является проработка конструкции реактора.
В то же время следует учитывать, что реактор ЯЭУ второго по¬
коления, представляющий собой сложную, разветвленную сово¬
купность пластин, оболочек, трехмерных тел, стержневых элемен¬
тов, требует получения картины его напряженно-деформированно¬
го состояния как единого целого с последующим анализом проч¬
ности для обеспечения минимального веса при гарантировании ре¬
сурсов в сотни тысяч часов.
Для решения подобной задачи необходимо применение вычис¬
лительных методов механики деформируемого твердого тела, реа¬
лизованных в программах для ЭВМ.
К таким методам относится метод конечного элемента [2-17] и
его модификации в форме, например, метода суперэлементов или
метода подконструкций.
92
При другом подходе, эффективном для анализа прочности ре¬
актора, используются численные методы решения уравнений ме¬
ханики оболочек.
Рассмотрим достоинства и недостатки каждого из упомянутых
методов применительно к исследованию НДС реактора.
Метод конечного элемента является универсальным методом
решения задач прочности, устойчивости, колебаний пространст¬
венных конструкций, составленных из стержней, пластин, оболо¬
чек, трехмерных тел. Этот метод реализован в таких программных
продуктах, как ANSYS, NASTRAN, COSMOS, CAN (комплекс оте¬
чественной разработки)и других.
Применительно к особенностям конструкции реактора ЯЭУ
МКЭ обладает рядом недостатков. Поскольку этот метод является
весьма громоздким в вычислительном плане, то реализация расчет¬
ной модели такой сложной конструкции, как реактор ЯЭУ и сам
процесс счета требуют больших затрат времени. Наличие в кон¬
струкции разнородных и разномасштабных элементов может со¬
здать проблемы в генерации конечно-элементной сетки и, как
следствие, привести к возникновению неустойчивости счета,
ошибкам или необходимости.существенного “ручного” вмешатель¬
ства.
Для расчета разветвленных осесимметричных оболочечных
конструкций, примером которых является реактор, наиболее
удачной оказывается модель из дискретных элементов. Для таких
элементов характерно, что их геометрия, механические характе¬
ристики материалов, действующие нагрузки вдоль образующей
элемента меняются непрерывно. Поскольку состояние осесиммет¬
ричных оболочечных конструкций всегда можно описать системой
дифференциальных уравнений, то существующие методы числен¬
ного интегрирования позволяют получать решения с высокой точ¬
ностью и за сравнительно короткие промежутки времени. Для
каждого из образующих рассматриваемую конструкцию оболочеч¬
ных элементов можно получить перемещения узловых линий, а
затем вычислить напряжения в любых точках каждой оболочки.
На описанных выше принципах в техническом университете
“Станкин” создан программный комплекс КИПР [2-18], получив¬
ший широкое применение для расчетного исследования НДС реак¬
торов ЯЭУ.
Расчетная схема реактора, показанного на рис. 2.2.11, приве¬
дена на рис. 2.2.19. На рис. 2.2.20 показано типичное деформиро-
93
94
Рис. 2.2.19. Расчетная схема конструкции реактора в программном комплексе КИПР
1.ООООиОе + ОО (6),
95
в нижней части реактора
ванное состояние реактора в нижней его части, где установлен
компенсатор температурных перемещений в результате действия
механических и температурных нагрузок.
Для того чтобы делать выводы о прочности реактора по ре¬
зультатам расчетов компонентов его НДС с помощью программно¬
го комплекса КИПР, требуется в общем случае сделать три расче¬
та: расчет от действия только механических нагрузок, расчет при
действии только температуры и расчет при одновременном дейст¬
вии механических нагрузок и температуры. Такая технология по¬
зволяет проверить прочность конструкции с учетом особенностей
влияния на нее напряжений различных категорий. Это влияние
различно. Например, разрушить конструкцию из очень пластич¬
ных сталей аустенитного класса за счет только температурных на¬
пряжений практически невозможно, но можно сильно сдеформи-
ровать; кроме того, температурные напряжения со временем мо¬
гут релаксировать. А вот уровень напряжений от перепадов давле¬
ния между полостями реактора и его наружных оболочек с окру¬
жающей средой практически не меняется на протяжении всего ре¬
сурса.
Методы учета при оценке прочности конструкций напряже¬
ний различных категорий (различной природы) подробно изложе¬
ны в [2-14].
2.2.11. Расчеты динамических характеристик органов
регулирования и защиты
Целью расчета динамики органов регулирования, выполнен¬
ных в виде поворотных цилиндров, является определение времени
поворота из исходного положения (“180°”) и промежуточных поло¬
жений в положение “0°” , которое соответствует подкритичному
состоянию реактора.
В результате расчетов определяются:
- допустимые угловые скорости с точки зрения прочности
элементов кинематической схемы;
- времена поворота с точки зрения управления цепной реак¬
цией в активной зоне;
- жесткости (зависимость усилия от перемещения) антилюф-
товых пружин и пружин сброса ОР.
Кинематическая схема ОР представляет собой совокупность
идентичных ветвей, состоящих из регулирующих цилиндров, рес¬
96
сор, шестеренчатых распределительных механизмов, электромаг¬
нитных муфт сцепления, шаговых электродвигателей, пружин
сброса.
Задача динамики ОР решается путем составления и решения
системы уравнений движения для разветвленной системы с уче¬
том начальных условий. Такая система уравнений решается с ис¬
пользованием численных методов, реализованных в программах
для ЭВМ.
Для расчета динамики “сброса” ОР, конструктивно выполнен¬
ных в виде поворотных цилиндров, исходными данными являются:
- массы и моменты инерции поворотных цилиндров, валов
(рессор),
- характеристики “усилие-перемещение” приводных пружин,
- характеристика “перемещение-сопротивление” демпфера,
- зазоры в соединениях,
- характеристики антилюфтовых пружин,
- трение в подвижных соединениях и подшипниках.
В результате расчета требуется получить время поворота ци¬
линдров из исходного (взведенного) углового положения 180° и
промежуточных положений до посадки на упор — положения Оо.
Результат такого расчета, как правило, оформляется в виде графи¬
ков зависимости “угол поворота — время”. Время разворота в по¬
ложение “0°” должно укладываться в норматив, определяемый
требованиями управления цепной реакцией в активной зоне реак¬
тора.
Другие результаты рассматриваемого расчета представляют
собой: зависимость скорости вращения ОР от угла поворота, вели¬
чину скорости посадки на упор, напряжения в рессорах, соедине¬
ниях, элементах, передающих крутящий момент к ОР от электро¬
механического привода.
Задача динамики решается и для элементов аварийной защи¬
ты, выполненных в виде стержней безопасности. Исходные дан¬
ные и выходная информация такого расчета аналогичны приве¬
денным для ОР, с той лишь разницей, что здесь имеет место посту¬
пательное, а не вращательное движение рабочего органа. Динами¬
ка СБ должна быть такой, чтобы при останове стержней не проис¬
ходило разрушения конструкции удерживающих элементов, на¬
пример цанговых замков, и была обеспечена надежная фиксация
СБ в активной зоне реактора.
97
2.2.12. Методические указания к проведению расчетов
по выбору основных размеров
элементов конструкции реактора
Выше уже отмечалось, что на начальных стадиях проектиро¬
вания реактора, как правило, требуется выполнение расчета по
выбору основных размеров. Под основными размерами, главным
образом, понимаются толщины силовых элементов конструкции в
виде пластин и оболочек вращения.
Примером конструкции, несущей нагрузки от давления и гра¬
диентов температуры, составленной из оболочек различных типов,
служит вариант реактора ЯЭУ мегаваттного класса с газовым теп¬
лоносителем. Примерная конструктивная схема такого реактора
представлена на рис. 2.2.21. Конструкция реактора составлена из
торосферических днищ, конической оболочки, протяженной ци¬
линдрической обечайки и торовой оболочки входного коллектора
теплоносителя с локальными цилиндрическими патрубками.
Вся конструкция нагружена внутренним давлением газового
теплоносителя и нагрета до температуры порядка 1200°С.
Расчетные соотношения для конических и сферических оболо¬
чек, составляющих конструкцию, показанную на рис. 2.2.21, при¬
ведены в разделе 2.4, который посвящен конструированию радиа¬
ционных защит.
Окружные мембранные напряжения в цилиндрической части
корпуса определяются по известной “котельной” формуле
где р — внутреннее избыточное давление, МПа; R — радиус обо¬
лочки, мм; h — толщина оболочки, мм.
Меридиональные мембранные напряжения вычисляются по
формуле, совпадающей с формулой для напряжений в сферичес¬
кой оболочке [2-19]
с
pR
2 h '
(2.2.2)
Мембранные напряжения в оболочке в форме кругового тора,
нагруженного избыточным внутренним давлением, вычисляются
через нормальные погонные силы Nи Nq [2-19] в соответствии со
схемой рис. 2.2.22:
98
99
Рис. 2.2.21. Схема реактора с газовым теплоносителем
°ф = А
ае~ h
N,=
pa(rQ + b)
2 г,
о
N
iVfl — n *
(2.2.3)
(2.2.4)
(2.2.5)
где h — толщина оболочки, мм; p — внутренне давление, МПа; а —
радиус поперечного сечения тора, мм; г0 — текущий радиус по¬
верхности тора, мм; Ь — радиус тора, мм.
Рис. 2.2.22. Определение нормальной силы N из условия равновесия
кольцеобразной части торовой оболочки, нагруженной внутренним
давлением р
В местах сопряжения оболочек различной кривизны возника¬
ют перерезывающие силы и изгибающие моменты. В результате в
таких местах к мембранным напряжениям добавляются напряже¬
ния изгибные. Методы расчета таких напряжений описаны в [2-14,
2-19].
На рис. 2.2.23 показано сопряжение цилиндрической оболоч¬
ки со сферическим сегментом, а на рис. 2.2.24 — сопряжение ци¬
линдрической оболочки с эллиптической.
Расчет напряжений в окрестности точки сопряжения цилинд¬
ра со сферическим сегментом производится в порядке, приведен¬
ном ниже.
100
Рис. 2.2.23. Сопряжение цилиндрической оболочки
со сферическим сегментом
Рис. 2.2.24. Сопряжение цилиндрической оболочки
с эллиптическим днищем
Перерезывающая сила
тт Р^сф
Н = cos ф0,
(2.2.6)
где р — внутреннее давление, МПа; Rcф — радиус сферы, мм; ср0 —
угол сферического сегмента, рад.
Параметр цилиндрической оболочки [2-19]
л/3(1 - V2)
(2.2.7)
где v — коэффициент Пуассона; Дц — радиус цилиндра, мм; Лц —
толщина цилиндрической оболочки, мм.
101
Отношение толщины сферической оболочки к толщине ци¬
линдрической оболочки
кл =
h.
сф
1_ V
X = ^3(1 - v2) ,
сф
где hcф — толщина сферической оболочки, мм.
Изгибающий момент определяется по формуле
где
М0= (
HQ(ki - 1) + Я
2Э
fef +
1
\ »
1 Vfej sincp0
А + Б
Н° 4 рВ ’
А =
2 - v -
1 - v
(2.2.8)
(2.2.9)
(2.2.10)
(2.2.11)
(2.2.12)
Б = 4р
1 +
k\ - 1
2{k\<k2 + 1)
В
(*?-1)2^
1 2 2(kf']h^ + 1)
(2.2.13)
(2.2.14)
ft2 = k1 sin<p0. (2.2.15)
Напряжения в сферическом сегменте вычисляются по форму¬
лам
РЦ; ф COS(Po
Шп
аф = 2h + ~h— ^o-^)±v-2-;
^Лсф Лсф Лсф
(2.2.16)
РЦ.ф 2Х sin(p0
к
(Я0 - Н)—
2Х2 „„ , 6М0
(2.2.17)
•"Сф ' сф сф >*Сф
Напряжения в цилиндрической оболочке (х = 0)
°е ”
6М0
ах=2йц_ < ’
2РДц
ft Л (Я0 + * V , 2 •
«ц Яц
6МГ
(2.2.18)
(2.2.19)
При определении напряжений в месте сопряжения цилиндри¬
ческой оболочки с эллиптической (днищем) применяются следую¬
щие формулы:
а - Дц,
а — большая полуось эллипса, мм;
т = а/Ь,
Ъ — малая полуось эллипса, мм.
Перерезывающая сила
(2.2.20)
(2.2.21)
Н —Р—
Я°“4Р
(2 - v - пг) - /ех(2 - V)
1 (А? " I)2
(2.2.22)
кл +
1 ^ 2{k\ + v*7)
изгибающий момент
(А® - l)Vfe7
Мо"_2Р№^+1)Я°'
(2.2.23)
При й1 = 1, когда толщина эллиптической оболочки равна тол¬
щине сопрягаемой с ней цилиндрической оболочки (ЛЭ = ЛЦ), мо¬
мент и перерезывающая сила принимают следующие значения:
м = о- н — Рт
mQ-v, л0- .
(2.2.24)
103
Меридиональные напряжения в эллиптической оболочке (дни¬
ще)
(2.2.25)
Окружные напряжения в эллиптической оболочке
(2.2.26)
Напряжения в сопряженной с эллиптическим днищем цилинд¬
рической оболочке вычисляются по формулам (2.2.18) и (2.2.19).
Характерной особенностью термоэмиссионных реакторов-пре¬
образователей является наличие в них круглых пластин, играю¬
щих роль крышек, перегородок между функциональными полос¬
тями, и трубных досок. Наличие в конструкции таких элементов
иллюстрируется рис. 2.2.11.
Рассматриваемые пластины имеют перфорацию различного
типа. Это может быть и единичное отверстие, и группа отверстий,
и сплошная перфорация, как в трубных досках или опорных ре¬
шетках. Снижение прочности пластин и оболочек из-за наличия
отверстий учитывается введением в расчетные формулы соответст¬
вующих коэффициентов.
Выбор толщины круглых плоских пластин, ослабленных от¬
верстиями, на этапе начального проектирования удобно проводить
с использованием расчетных формул из Норм [2-14]. Толщина
круглой пластины, ослабленной отверстиями, определяется как
где К — коэффициент, учитывающий условия на контуре пласти¬
ны (для предварительных расчетов можно принимать К - 0,5);
DR — расчетный диаметр пластины, мм (для крышек и трубных
досок реакторов-преобразователей DR принимается равным внут¬
реннему диаметру сопряженной с пластиной оболочки); р — рас¬
пределенная поперечная нагрузка (давление), МПа; ф — коэффи¬
циент снижения прочности; [а] — допускаемые напряжения,
(2.2.27)
МПа.
104
При расчете одиночным считается отверстие, кромка которого
удалена от кромки ближайшего отверстия по срединной поверх¬
ности пластины или оболочки на расстояние более 2Vz>m h, где
Dm — средний диаметр оболочки или расчетный диаметр пласти¬
ны, мм; h — толщина с учетом допуска, мм [2-14]. Неукреплен¬
ным считают отверстие, не имеющее ужесточения в виде штуцера,
патрубка, отбортовки; неукрепленными считаются также отверс¬
тия, в которых развальцовываются трубы.
Коэффициент снижения прочности плоских днищ и крышек,
ослабленных неукрепленным или одиночным отверстием, опреде¬
ляют по формуле
Ф* =
. ^ (_d \
dr + \d
2 ■
\
R
(2.2.28)
Снижение прочности плоских днищ и крышек, имеющих не¬
сколько отверстий, учитывается через минимальное значение ко¬
эффициента ослабления по формуле
<Pd =
1
Id,
(ЫЛ2
si*
dr
К )
(2.2.29)
Максимальную сумму длин хорд отверстий определяют в
соответствии с рис. 2.2.25 по формуле
ldi = шах
|(dj + dg);
(2.2.30)
Для опорных решеток и трубных досок реактора с регулярной
густой перфорацией при расчете напряжений коэффициент ослаб¬
ления можно определять по формуле из [2-20]:
Фн
t - d
t ’
(2.2.31)
где t — шаг между отверстиями, мм; d — диаметр отверстия, мм.
При расчете перемещений изгибаемых круглых перфорирован¬
ных пластин приведенная жесткость £>пр определяется путем умно-
105
Рис. 2.2.25. Пластина, ослабленная неодинаковыми отверстиями
с неодинаковыми шагами
жения жесткости D, вычисленной для сплошной пластины, на ко¬
эффициент ослабления, расчитываемый по следующей формуле:
Е — модуль Юнга, МПа; h — толщина оболочки, мм; v — коэффи¬
циент Пуассона.
1. Чем в конструктивном отношении может отличаться реактор
на быстрых нейтронах от реактора на тепловых нейтронах?
2. Способы крепления твэлов к опорным решеткам.
3. Какие элементы входят в штатную систему регулирования ре¬
актора и РП?
4. Что входит в систему ядерной безопасности?
5. Для чего в реакторах и РП с поворотными регулирующими ци¬
линдрами применяются антилюфтовые пружины? Что они собой
представляют?
(2.2.32)
Тогда
(2.2.33)
где
12(1 - у2) ’
Вопросы для самопроверки
106
2.3. Твэлы и электрогенерирующие каналы
Между твэлами и ЭГК много общего, но последние имеют су¬
щественно более сложное устройство. У электрогенерирующих ка¬
налов есть и другое название — термоэмиссионные твэлы.
2.3.1. Твэлы
Принципиально достаточно простое устройство — твэл —
может иметь много конструктивных вариантов. Оболочка твэла
представляет собой герметичную трубку, внутри которой разме¬
щаются топливные таблетки (или блочки топлива) и торцовые от¬
ражатели. В полости твэла предусматривается также установка
подпружинивающего устройства. Оно предохраняет пакет табле¬
ток от разрушения при воздействии на реактор вибраций от ракет¬
ных двигателей и ударного воздействия при разделении ступеней
на этапе вывода ЯЭУ в космос. Для защиты оболочки от коррозии
со стороны топливных таблеток в некоторых случаях применяется
экран из фольги подходящего по химическим свойствам материа¬
ла, например, ниобия [2-21].
Твэлы описанного типа обтекаются теплоносителем снаружи.
Существуют твэлы, в которых теплоноситель проходит через внут¬
ренний канал (для компактной сборки оболочки таких твэлов вы¬
полняются шестигранными в сечении).
С помощью сварки оболочка соединена с двумя хвостовиками,
которые центрируются в отверстиях опорных решеток (известны
конструкции, в которых оболочки твэлов имели хвостовики с
одного конца и крепились к одной опорной решетке). Один из
хвостовиков может использоваться для осевой фиксации в решет¬
ке с помощью сварки, навернутой на резьбу гайки, развальцовки
или байонетного замка [2-22]. На рис. 2.3.1 показана конструкция
твэла с двумя гладкими хвостовиками, положение которого опре¬
деляется его размещением между двумя опорными решетками. В
общей сборке такого реактора предусмотрено использование твэ-
Рис. 2.3.1. Конструкция твэла с оребрением
107
лов трех различных типов. В двух из них оболочки для интенси¬
фикации теплообмена путем закрутки теплоносителя имеют трех-
заходную ленточку различного направления. Схема размещения
твэлов в активной зоне (с гладкой оболочкой, с ленточками правой
и левой навивки) показана на рис. 2.3.2 [2-23].
Рис. 2.3.2. Схема расположения твэлов в активной зоне:
в центре находится гладкий твэл, вокруг него располагаются три твэла
с правым оребрением, три — с левым и т.д.
Использование в сборке только гладких твэлов и обеспечение
минимального зазора между ними позволяет создать реактор с
наиболее компактной активной зоной и избежать “прижогов” обо¬
лочек. Так называемые прижоги, возникающие в случае взаимно¬
го касания оболочек твэлов, могут привести к нарушению осевой
симметрии температурного поля активной зоны, появлению из-
гибной деформации оболочек, растрескиванию топливных блочков
и пр. Внутри твэлов должно быть предусмотрено пространство для
газообразных продуктов деления. В реакторах высокой мощности
или большого ресурса твэлы могут конструктивно объединяться в
группы с общей полостью (кассетой) для сбора ГПД.
Значительного выравнивания энерговыделения по сечению АЗ
можно добиться либо использованием “разношагицы” в размеще¬
нии отверстий для установки твэлов по опорным решеткам, либо
конструктивными мерами, относящимися к самим твэлам. Таки¬
ми мерами являются применение твэлов различных диаметров в
центральной части АЗ и на ее периферии или закладка различного
количества топлива в эти твэлы.
108
2.3.2. Электрогенерирующие каналы
Хотя в технической литературе [2-24] рассматриваются схемы
ЭГК как с внутренним, так и с внешним расположением топлива
(рис. 2.3.3), наибольшее внимание разработчики уделяли кон¬
струкциям первого типа.
Коллектор
Межэлектродный X
зазор
^Изоляция
Корпус
Теплоноситель
Эмиттер
Топливо
Рис. 2.3.3. Поперечные сечения ЭГК с внутренним и внешним
расположением топлива
ЭГК с внутренним расположением топлива представляет собой
термоэмиссионный преобразователь, совмещенный с твэлом.
В классификации каналов используются различные признаки.
По совмещению с другими узлами или устройствами каналы мо¬
гут быть встроенными (в реактор-преобразователь) или выносны¬
ми на тепловых трубах, по геометрической форме они подразделя¬
ются на цилиндрические, плоские и плоские микрозазорные. ЭГК
бывают одноэлементными (односекционными, моноблочными),
многоэлементными (многосекционными, гирляндными), однока¬
нальными многоэлементными. Конструктивные схемы таких ЭГК
показаны на рис. 2.3.4—2.3.6 [2-10].
Проблемы встроенных ЭГК:
1) соединение ТЭП внутри ЭГК (это относится к многоэлемент¬
ным устройствам);
2) обеспечение постоянства малого межэлектродного зазора в
условиях распухания топлива и ползучести материала эмиттера;
3) организация вывода ГПД из полостей с топливом;
4) организация подвода и отвода паров цезия;
5) конструкционные материалы работают в специфических ус¬
ловиях (такими условиями являются термоциклирование, способ-
109
ствующее образованию в эмиттере микротрещин, приводящих к
потере герметичности эмиттера и ускорению процесса ползучести,
а также радиационное облучение, вызывающее изменение механи¬
ческих свойств);
6) изоляционные свойства керамических материалов, работа¬
ющих в тех же условиях, к которым добавляется еще и контакт с
парами цезия, в течение кампании ухудшаются, что приводит к
росту электрических утечек.
Рис. 2.3.4. Одноэлементный ЭГК:
1 — токоотвод; 2 — топливо; 3 — эмиттер; 4 — коллектор;
5 — газоотводный канал; 6 — металлокерамический узел
6 3 12 3
Рис. 2.3.5 Многоэлементный ЭГК:
1 — эмиттер; 2 — коллектор; 3 — токоотвод; 4 — топливо;
5 — газоотводящее устройство; 6 — металлокерамический узел
В то же время к достоинствам встроенных ТЭП относится сле¬
дующее [2-24]:
1) все узлы и детали реактора-преобразователя (за исключени¬
ем топлива) работают при существенно более низкой температуре,
чем в случае схемы с выносными ТЭП;
110
Рис. 2.3.6. Одноканальный многоэлементный
электрогенерирующий канал:
1 — компенсирующий элемент; 2 — катод; 3 — керн (топливный сер¬
дечник); 4 — керамическое покрытие; 5 — анод; 6 — несущий кожух;
7 — керамическое покрытие; 8 — канал теплоносителя; 9 — катодный
вывод; 10 —анодный вывод; 11 — коммутационные элементы;
12 — дистанционирующие шипы; 13 — металлокерамические узлы;
14 — ТВЭЛ; 15 — торцовый отражатель
2) более низкая температура узлов и деталей позволяет приме¬
нять внутри реактора-преобразователя на тепловых нейтронах за¬
медлитель из гидридов металлов (например, гидрида циркония
или гидрида иттрия). При высоких температурах гидриды теряют
водород, из-за чего ухудшаются свойства замедлителя и возникает
опасность проникновения этого водорода в межэлектродный за¬
зор, что приводит к коррозии электродов из-за так называемого
водяного цикла (резкого возрастания массопереноса при наличии
паров воды в межэлектродном пространстве).
Одноэлементный ЭГК. Его конструкция является наиболее
простой по крайней мере вследствие того, что количество деталей
в нем значительно меньше, но напряжение на выходных клеммах
в зависимости от применяемых материалов составляет от 0,4 до
0,9 В. Сила тока в основном определяется площадью электродов и
температурой (рис. 2.3.7) и это относится к каналам любого типа
[2-25]. Экспериментально полученная зависимость удельной мощ¬
111
1
ности эмиттеров от температуры (для различных сочетаний мате¬
риалов) позволяет в первом приближении оценить электрическую
мощность реактора-генератора.
Рис. 2.3.7. Зависимость удельной мощности ТГуд от температуры
эмиттера Тэм [2-25]
Реакторы на тепловых нейтронах проявляют высокую чувст¬
вительность к присутствию в активной зоне конструкционных мате¬
риалов, поэтому толщина всех деталей, включая электроды, должна
быть минимальной. С учетом того, что величина допустимой плот-
о
ности тока по сечению проводника ограничивается 5—7 А/мм ,
одноэлементный канал должен иметь двусторонние внешние шины
и для эмиттера, и для коллектора, что приводит к усложнению ком¬
мутации и увеличению массы шин, и в то же время часть доводо¬
чных испытаний может проводиться с тепловыми имитаторами
вместо таблеток ядерного топлива, что упрощает и удешевляет этот
процесс. Конструкция одноэлементного ЭГК позволяет удалять ГПД,
минуя межэлектродный зазор. В одноэлементные каналы загрузка
топлива может производиться непосредственно на полигоне.
К деталям ЭГК предъявляются самые высокие требования.
После изготовления каждая разогревается до своей рабочей темпе¬
ратуры с некоторым запасом для проведения высокотемпературно¬
го обезгаживания; хранятся детали в эксгаустере. Необходимость
112
такой технологии объясняется тем, что конструкционные мате¬
риалы способны к адсорбции.
Межэлектродный зазор обеспечивается несколькими поясами
керамических дистанционаторов, размещенных в сепараторах, ус¬
тановленных в кольцевых проточках анода-коллектора. В опреде¬
ленной степени это напоминает конструкцию обычного роликово¬
го подшипника, где дистанционаторы похожи на ролики, но сепа¬
раторы для возможности установки в кольцевые проточки коллек¬
тора выполнены разрезными (как поршневые кольца в двигателях
внутреннего сгорания). Один из поясов дистанционаторов фикси¬
рует положение эмиттера относительно коллектора в осевом на¬
правлении.
Проектированием и изготовлением ЭГК и твэлов занимаются
на специализированных предприятиях. Из-за трудностей, связан¬
ных с обеспечением стабильного радиального межэлектродного за¬
зора (порядка 0,4—0,5мм в реализованных конструкциях), осо¬
бенно при длительных ресурсах, а также из-за естественного же¬
лания разработчиков иметь универсальные ЭГК, наиболее часто
применяются конструкции гирляндного типа.
Многоэлементный ЭГК. Суммарное напряжение определяется
количеством электрогенерирующих элементов в цепочке. Понят¬
но, что при одних и тех же габаритах общая рабочая поверхность
эмиттеров в многоэлементном ЭГК будет несколько меньше, чем в
одноэлементном приборе, но за счет оптимизации температуры в
каждой секции можно добиться некоторого превышения мощнос¬
ти первого по сравнению со вторым. Не следует при этом забы¬
вать, что конструкция многоэлементного ЭГК более сложная и со¬
держит большее количество деталей. В то же время вопросы обес¬
печения стабильности МЭЗ в каждой секции многоэлементного
прибора решаются легче, чем в относительно длинном одноэле¬
ментном.
На подложку эмиттера изнутри давят распухающее топливо и
выделяющиеся из него газообразные продукты деления. Из полос¬
ти эмиттера ГПД выводятся с помощью газоотводящего устройст¬
ва, начало которого, как показывает опыт, наиболее целесообраз¬
но выполнять в виде центрального канала. На рис. 2.3.8 [2-24] по¬
казан продольный разрез одной из секций многоэлементного ЭГК
фирмы Gulf General Atomic, где в состав ГОУ были включены три
капиллярные трубки с внутренним диаметром менее одного мил¬
лиметра. Это конструкторское решение нельзя признать удач¬
113
ным—вследствие малого диаметра трубок при испытаниях проис¬
ходит их зарастание твердыми осколками деления топлива. На
том же чертеже видны каналы, по которым за счет собственной
упругости происходит подвод и отвод паров цезия, пружина для
поджатия пакета топливных таблеток, а также другие детали. Сам
эмиттер выполнен двухслойным из поликристаллического вольф¬
рамового сплава. В анодный пакет входят детали из ниобия и
окиси алюминия. Центрирующая пружина изготовлена из сплава
вольфрама с рением, крышка секции — из тантала.
2 1 3 4 6 7 5 8 9 10 11 12
Рис. 2.3.8. Продольный разрез секции многоэлементного ЭГК
фирмы Gulf General Atomic [2-24]:
1 — таблетка топлива; 2 — пластина, опирающаяся на керамические
дистанционаторы; 3 — подложка эмиттера; 4, 14 — покрытие эмитте¬
ра; 5 — одна из опорных пластин для пружины 15; 6 — внутренний слой
анодного пакета; 7 — изоляционный слой анодного пакета; 8 — герметич¬
ное металлокерамическое уплотнение; 9 — легкоплавкая медная пробка;
10 — устройство для улавливания твердых осколков деления; 11 — одна
из трех капиллярных трубок для вывода ГПД; 12 — наружный слой
анодного пакета; 13 — центрирующая пружина; 16 — стяжка опор¬
ных пластин
С целью выравнивания распределения температур эмиттер-
ных секций многоэлементного прибора их длины делаются раз¬
личными (а также используется “разношагица” размещения от¬
верстий для ЭГК в трубных досках РП). Реальное распределение
температур эмиттеров в 5-элементном ЭГК реактора-преобразова-
114
теля “ТОПАЗ” показано на рис. 2.3.9 [2-24]. Доводочные испыта¬
ния многоэлементных ЭГК, заряженных топливом, проводятся в
петлевых установках исследовательских реакторов [2-26]. В этой
же книге подробно рассматриваются технологии изготовления
эмиттеров и многослойных коллекторных пакетов. Трехслойный
коллектор (коллекторный пакет) состоит из внутреннего слоя (соб¬
ственно коллектора), промежуточного слоя (изолятора) и наруж¬
ного слоя. Соответственно материалами их являются обычно нио¬
бий, окись бериллия или алунд и снова ниобий. Вследствие высо¬
кой температуры имеет место явление массопереноса материала
эмиттера на собственно коллектор, а также на дистанционаторы и
детали-изоляторы. В результате ухудшаются характеристики ка¬
нала. Интенсивность массопереноса может увеличиваться, если
используется оксидное топливо, а также вследствие обезгажива-
Рис. 2.3.9. Распределение температур эмиттеров (катодов)
в 5-элементном ЭГК реактора-преобразователя “ТОПАЗ” [2-24]
115
:
1
ния конструкционных материалов [2-27]. Скорость массопереноса
можно снизить путем применения в качестве материала для внут¬
реннего слоя коллектора ниобия, легированного 1% циркония.
Последний в этом случае играет роль геттера.
В состав термомеханических устройств на обоих концах ЭГК
входят также металлокерамические узлы. Каждое такое устройст¬
во, относящееся как к одноэлементным, так и многоэлементным
каналам, включает в себя сильфонный (для температурной развяз¬
ки) и металлокерамический (для обеспечения электрической изо¬
ляции — рис. 2.3.10) узлы. Включение в состав ЭГК таких уст¬
ройств позволяет иметь в РП изолированные герметичные полос¬
ти, образованные трубными досками, для подвода и отвода из них
жидкометаллического теплоносителя, пара цезия, вывода газооб¬
разных продуктов деления. В некоторых случаях полости совме¬
щаются, например, ГПД выводятся в ту же полость, которая слу¬
жит для сбора “отравленных” паров цезия.
1 2 3 4
Рис. 2.3.10. Металлокерамические узлы:
а — обычный; б — высоковольтный; 1 — деталь из металла;
2,3 — детали из керамики; 4 — винтовой канал
В коммутационных камерах ЭГК объединяются в цепочки в со¬
ответствии с проектной электрической схемой отдельно для питания
ЭМН и внешнего потребления. Сварка наружных шин ЭГК произво¬
дится сначала с помощью промежуточных стальных колец, припа¬
янных к каждой шине и втулкам гибких многослойных проводни¬
ков, а затем постепенно происходит диффузионная сварка.
116
,1
Сравнительные характеристики и особенности одноэлемент¬
ных и многоэлементных ЭГК приведены в табл. 2.3.1 [2-10].
Таблица 2.3.1
Особенности ЭГК
Характеристики
Одноэлементный ЭГК
Многоэлементный ЭГК
Максимальная
температура
эмиттера
1880 К
1880 К
Максимальная
температура
топлива
2050 К
2200 К
КПД
7,7%
10—12%
Средняя удель¬
ная мощность с
поверхности
эмиттера
1,04 Вт/см2
2,5 Вт/см2
Напряжение
0,8 В
4 В
Ток
500 А
200 А
Выходная
электрическая
мощность
400 Вт
800 Вт
Преимущества
1) Вывод ГПД — легко обес¬
печивается
2) Продувка МЭЗ — легче,
чем в многоэлементном
3) Условия работы деталей
из изоляционных матери¬
алов — в среде цезиевой
плазмы находятся только
межэлектродные дистанци-
онаторы (в многоэлемент¬
ном — вся сборка)
4) Возможность установки
таблеток ядерного топлива
непосредственно перед за¬
пуском ЯЭУ
5) Возможность проведения
испытаний ЭГК с электри¬
ческими имитаторами вмес¬
то ядерного горючего
Более высокие мощность и
КПД, так как омические по¬
тери благодаря коротким
электродам не столь вели¬
ки, как в одноэлементном.
На каждом ЭГЭ напряже¬
ние в среднем 0,4—0,6 В,
что соответствует оптималь¬
ной мощности, т.е. току
117
Одноканальный многоэлементный ЭГК. К созданию такого ти¬
па ЭГК привело стремление совместить достоинства одноэлемент¬
ного и многоэлементного каналов [2-10]. Между подложкой эмит¬
тера и расположенными последовательно участками собственно
эмиттеров находится слой алунда. Аналогично устроен коллектор,
но слой алунда нанесен изнутри и на нем так же последовательно
располагаются рабочие участки коллекторных секций. Конструк¬
ция такого ЭГК позволяет проводить все испытания с электроими¬
таторами вместо таблеток ядерного топлива. В то же время нали¬
чие слоев алунда на эмиттере и коллекторе приводит к увеличе¬
нию сопротивления на пути отвода тепла к жидкометаллическому
теплоносителю и, как следствие, к снижению КПД.
ЭГК с ключевыми элементами. Одной из серьезных проблем
ЯЭУ второго поколения является заметное увеличение массы то¬
ковых шин реактора-преобразователя. Например, при электричес¬
кой мощности 100 КВт и напряжении 150 В сила тока должна
быть 670 А, а при плотности тока 5А/мм2 необходимое сечение
I
II
1
о
шины составит 134 мм . Поэтому необходимо в непосредственной
близости от РП преобразовать ток в переменный высокого напря¬
жения. Схема двухфазного инвертора, который может быть ис¬
пользован для преобразования, показана на рис. 2.3.11 [2-10]. В
схеме имеются два ключевых элемента 1 и 2, на сетки которых по¬
очередно подаются управляющие импульсы, в связи с чем в соот¬
ветствующих полуобмотках направление тока оказывается проти¬
воположным. В результате наложения этих эффектов во вторич¬
ной обмотке (рис. 2.3.12) получается переменный ток нужного на-
I
:
I
Рис. 2.3.11. Принципиальная схема
двухфазного инвертора
(1 и 2 — ключевые элементы;
Дн — внешняя нагрузка)
118
Рис. 2.3.12. Токи в цепях элементов
1 и 2 (а и б) — и во вторичной обмотке (в)
(см. рис. 2.3.11):
а — ток после элемента 1; б — ток после
элемента 2; в — переменный ток во
вторичной обмотке трансформатора
правления и частоты, которая задается ключевыми элементами.
Ключевые элементы представляют собой газоразрядные приборы,
имеющие ряд особенностей:
1) газом-наполнителем является пар цезия с очень низким
давлением, значение которого должно быть увязано с параметра¬
ми сетки;
2) эмиттер должен иметь низкую работу выхода электронов;
3) работа выхода материала сетки должна быть достаточно вы¬
сокой для исключения эмиссии (или снижения ее) при температу¬
ре 1000—1100 К;
4) прибор должен быть полностью управляемым исключитель¬
но за счет подачи импульса на сетку.
Для снижения работы выхода электронов на эмиттер наносит¬
ся покрытие из бария. Присутствие паров бария повышает также
работу выхода сетки. Технические характеристики описанного КЭ
приведены в табл. 2.3.2.
Таблица 2.3.2
Характеристики Cs-Ba ключевого элемента
1 Температура эмиттера
1500—1550 К
Температура сетки
1000—1100 К
Температура коллектора
Не ограничена (может быть по¬
рядка температуры эмиттера)
Максимальная плотность тока на эмиттере
15 А/см2
Прямое падение напряжения
2,5—=-3 В
Напряжение на коллекторе в запертом
приборе (обеспечивается отрицательным
потенциалом сетки в несколько вольт)
До 200 В и выше
1ШШ
а)
ттщг
б)
В)
119
Окончание табл. 2.3.2
Положительный импульс напряжения на
сетке для отпирания прибора
10—30 В продолжительнос¬
тью 10 5 сек
Отрицательный импульс напряжения на
сетке для запирания прибора
10—40 В продолжительнос¬
тью 10 5 сек
Величина тока на сетке при запирании
прибора
5—7 % от разрядного тока
Расходуемая на управление мощность
Не более 0,5% от
инвертируемой
Заметим, что для обеспечения требуемой (пониженной по от¬
ношению к эмиттеру) температуры сетки необходима организация
с нее теплоотвода.
2.3.3. Конструкционные материалы
для твэлов и ЭГК
Оболочки твэлов при температурах, не превышающих 700—
710°С, и использовании в качестве теплоносителя натрий-калие-
вой эвтектики, изготавливаются из специальных реакторных ста¬
лей. При более высоких температурах теплоносителя целесообраз¬
но использовать литий, а основными конструкционными материа¬
лами должны быть сплавы на основе ниобия.
Как было отмечено выше, материалами подложек и эпитакси¬
альных слоев эмиттеров служат монокристаллические сплавы на
основе молибдена и вольфрама, а также их комбинаций с другими
материалами [2-28].
Механические и другие свойства некоторых из упомянутых
материалов приведены в разделе 8, результаты реакторных испы¬
таний некоторых ЭГЭ и ЭГК — в [2-26].
2.3.4. Расчеты эмиттера на ползучесть
В современных реакторах-генераторах эмиттер представляет
собой двухслойную тонкостенную цилиндрическую оболочку.
Внутренний слой (подложка) изготавливается из монокристалли¬
120
ческого прутка молибдена или вольфрама с ориентацией, которая
обеспечивает наиболее высокие прочностные свойства в направле¬
нии действия окружных напряжений. После механической обра¬
ботки подложки структура ее поверхностного слоя оказывается
несколько искаженной из-за силового воздействия резца. Поэтому
поверхностный слой удаляется в электролитической ванне и нано¬
сится так называемый эпитаксиальный слой, повторяющий струк¬
туру подложки. Толщина его не более 0,1 мм, и он является рабо¬
чим слоем эмиттера. Возможны различные сочетания материалов
в парах “подложка-эпитаксиальный слой”, например, “молибден-
молибден”, “молибден-вольфрам”.
Эмиттер нагружается изнутри давлением ГПД, к которому до¬
бавляется давление от распухания топливного керна. Для сниже¬
ния давления ГПД имеется газоотводящее устройство (ГОУ) с
жиклером в центральной части эмиттера (рис. 2.3.13). При рацио¬
нальной конструкции ГОУ обеспечивается отсутствие “зараста¬
ния” его каналов твердыми осколками продуктов деления [2-26].
В расчете необходимо учесть сумму этих давлений как рэф. Если
эмиттер изготовлен из изотропного материала, то можно использо¬
вать гипотезы технических теорий ползучести [2-29]. Первая ги¬
потеза утверждает, что изменение объема в процессе ползучести
равно нулю, из чего следует, что коэффициент поперечной дефор¬
мации (1 = 0,5. На основании второй гипотезы, в которой исполь¬
зуется аппарат теории малых упругопластических деформаций,
устанавливаются соотношения между деформациями и напряже¬
ниями по осям. Третья гипотеза позволяет осуществить переход от
основного закона ползучести для одноосного напряженного состо¬
яния к обобщенному основному закону ползучести. Основной
закон ползучести может быть принят в различной форме (теория
старения, теория течения, теория упрочнения и др.).
Монокристаллические материалы, применяемые для изготов¬
ления эмиттеров ЭГК, обладают существенной анизотропией в от-
1 2 3 4 5
7
Рис. 2.3.13. Газоотводящее устройство (ГОУ):
1 — коммутация; 2 — топливо после заверше¬
ния процесса переконденсации; 3 — оболочка
эмиттера; 4 — жиклер ГОУ; 5 — трубка ГОУ;
6 — полость в топливе
121
ношении свойств ползучести. Как показывают опыты с анизотроп¬
ными материалами, вышеупомянутые гипотезы технических тео¬
рий ползучести в общем случае не выполняются. Отказ от этих ги¬
потез ведет к необходимости использовать другие соотношения
между компонентами напряжений и деформаций, например, пред¬
ложенные В.В. Новожиловым [2-30]. При отсутствии касательных
напряжений деформация ползучести в направлении одной из
главных осей z
Здесь — объемное расширение (первый инвариант девиатора де¬
формаций); е2 — второй инвариант девиатора деформаций; —
сумма нормальных напряжений; s2 — второй инвариант девиатора
напряжений; £ — угол вида напряженного состояния; со — фаза
подобия девиаторов напряжений и деформаций (СО = ^ — \|/); \|/ — угол
вида деформаций.
Для других направлений деформации ползучести получаются
круговой перестановкой индексов. Парные индексы в (2.3.1) отно¬
сятся к нормальным напряжениям и линейным деформациям.
Заметим, что соотношения (2.3.1) для различных направле¬
ний выведены из условия существования самой общей геометри¬
ческой связи между компонентами двух соосных геометрических
тензоров 2-го ранга, поэтому они являются пригодными для по¬
строения теории ползучести анизотропных материалов. При этом
нет необходимости опираться ни на одну из трех гипотез техничес¬
ких теорий ползучести. Особая роль инвариантов напряжений и
деформаций в уравнениях теории прочности объясняется их смыс¬
лом, отраженным и в названии (“неизменяющиеся”). Действи¬
тельно, их величины не зависят от выбранной системы координат.
Схема действия напряжений в эмиттере показана на рис. 2.3.14.
При условии, что
(2.3.1)
(2.3.2)
122
угол вида напряженного состояния £ может быть определен как
(2.3.3)
Считая Сг = 0 и учитывая, что осевое напряжение Ог = 0,50-,
получаем при условии (-71/6 < £ < 71/6) угол £ = О. Здесь предполага¬
ется, что нагружение является простым, т.е. в процессе всего нагру¬
жения сохраняются соотношения (2.3.2), а также > ег > £г.
Угол вида деформаций определяется выражением
(2.3.4)
Пределы изменения углов ^ и 1|/ для простого нагружения
были установлены В.В. Новожиловым:
-71/6 < £ < 71/6;
—тс/6 < \|/ < тс/6.
(2.3.5)
Рис. 2.3.14. Оболочка эмиттера, ее развертка и схема
вырезки образцов
123
Для определения угла вида деформаций \р необходимо учесть
реальные свойства материала. Остановимся на особенностях
структуры эмиттера подробнее [2-31]. Цилиндрическая форма по¬
верхности монокристалла не является равновесностабильной фор¬
мой его. При достаточно высокой температуре и длительном на¬
греве кристалл такой формы приобретает огранку определенными
кристаллографическими плоскостями, т.е. превращается в пра¬
вильный многогранник. На рис. 2.3.15 показано поперечное сече¬
ние цилиндрической монокристаллической подложки из молибде¬
на с нанесенным вольфрамовым слоем. Этот слой, который назы¬
вается эпитаксиальным, т.е. повторяющим структуру подложки,
показан на рисунке схематично. В натуре его толщина в кристал¬
лографическом направлении {110} составляла 70 мкм, а в направ-
Рис, 2.3.15. Структура монокристаллического эмиттера в поперечном
сечении с указанием направления кристаллографических осей (ось
[111] перпендикулярна плоскости чертежа):
1 — участок монокристаллической подложки из молибдена; 2 — моно-
кристаллический эпитаксиальный слой вольфрама; 3 — поликристал-
лический текстурированный слой вольфрама (граница перехода
между слоями 2 и 3 показана условно)
[211]
[110] * [110]
[211]
124
лении {211} — менее 15 мкм. Эпитаксиальный слой в обоих на¬
правлениях переходит в поликристаллический текстурированный
без заметной границы раздела. В перспективе при расчете эмитте¬
ра на ползучесть следует стремиться к учету не только анизотро¬
пии, но и стесненности деформации слоев. В настоящее время со¬
ответствующие методы с учетом упомянутых эффектов еще не раз¬
работаны.
В данном расчете будем считать монокристаллический пру¬
ток, из которого изготавливается эмиттер, трансверсально-изо¬
тропным телом, так как механические свойства в направлении
кристаллографических осей {110} и {211} являются примерно оди¬
наковыми и более высокими по сравнению с направлением {111},
совпадающим с осью прутка.
Для определения величины у вырезанные из оболочки эмитте¬
ра в окружном и осевом направлениях образцы (см. рис. 2.3.14)
должны быть испытаны на ползучесть в течение заданного време¬
ни при напряжениях растяжения и о2, различающихся в два
раза. Измеренная деформация ползучести первого образца обозна¬
чается как Еф. Здесь сочетание индексов указывает, что направле¬
ние ср приложения напряжения перпендикулярно исходной оси
эмиттера. Деформация второго образца, который растягивается
напряжением в два раза ниже относительно первого, обозначается
как ejj. Верхний индекс || указывает, что направление приложения
напряжения параллельно исходной оси эмиттера г.
Заметим, что эффективное давление рдф (равное сумме давле¬
ний ГПД и распухающего в процессе распада топлива) для обеспе¬
чения длительного ресурса ЭГК должно быть минимально возмож¬
ным, что может быть реализовано при рациональной конструкции
газоотводящего устройства. В [2-32] и некоторых других работах
показано, что для многих конструкционных материалов ползу¬
честь может считаться линейной, если действующее напряжение
не превышает 20% предела упругости. Если рэф = 0,1 кгс/см , то
окружное напряжение при диаметре эмиттера 10 мм и толщине
его стенки 1 мм будет равно 0,005 кгс/мм . При таком низком на¬
пряжении можно считать ползучесть линейной, что позволяет
применять принцип суперпозиции. Принимая для упрощения ус-
125
ловие несжимаемости и то, что деформации в поперечной плоскос¬
ти прутка (плоскости изотропии) являются равными, получаем
/
V
е
2 ~
(2.3.6)
(2.3.7)
Если учесть, что ползучесть можно считать линейной и что
осевое напряжение в оболочке эмиттера в два раза ниже окружно¬
го, вместо выражений (2.3.6) и (2.3.7) можно использовать
(2.3.8)
е2 = | (оИ)2 ^(Я1)2 - 2ЯХЯ11 + (Я")2], (2.3.9)
куда входят символы из принятых линейных законов ползучести
ell = oIIqH; (2.3.10)
е1 = о1Я± (2.3.11)
по двум различным кристаллографическим направлениям. Приве¬
денный способ определения окружной деформации ползучести
эмиттера связан с определенными трудностями, но эту работу
можно выполнить и без проведения специальных испытаний и ис¬
пользования формул (2.3.6) и (2.3.7). Если в распоряжении рас¬
четчика будут первичные кривые ползучести материалов эмиттера
по различным кристаллографическим осям, это позволит восполь¬
зоваться формулами (2.3.8), (2.3.9) и определить величину 0), а
затем искомую окружную деформацию ползучести эмиттера по
выражению типа (2.3.1).
В частном случае изотропности свойств материала величины
(О и е1 в выражении (2.3.1) обращаются в нуль, это приводит к его
значительному упрощению, и тогда оно совпадает с соотношением
между напряжениями и деформациями в теории малых упруго¬
пластических деформаций.
126
2.3.5. Расчет температурных напряжений
в анодном пакете (коллекторе ЭГК)
Будем считать, что анодный пакет представляет собой много¬
слойную цилиндрическую оболочку, находящуюся под воздейст¬
вием радиального температурного градиента. В наиболее простом
случае пакет состоит из трех слоев: металл, керамика, металл.
Рассмотрим порядок определения температурных напряжений в
такой оболочке [2-22].
Расчет ведем в предположении, что оболочки плотно связаны
друг с другом, но пренебрегаем напряжениями, возникающими в
осевом направлении, т.е. ах1 = 0. Это предположение допустимо в
приближенном расчете. Также пренебрегаем различиями в радиу¬
сах оболочек.
Считаем, что при наличии температурного градиента полная
окружная деформация
£0n = e0y + et• (2.3.12)
где температурный компонент деформации £t = осАt\ (X — коэффи¬
циент линейного расширения материала; t0 — начальная темпера¬
тура; t1 — рабочая температура; At = t1~ tQ; £0J/ — упругая ок¬
ружная деформация.
Так как
»
£0фп\ ~ Ех + а1д*1;
°02
£0п2 ~ Е + а2 Д*2 ’>
°03 . .
е0п3 ~ Е +азА*з-
Лз
127
Условия совместности деформаций в окружном направлении:
е0п1 - е0п2 - 80га3 '
(2.3.13)
Условие равновесия сил в слоях анодного пакета
1р, = °
Л=1
(2.3.14)
или
5>0Л=°*
k=l
(2.3.15)
Условия совместности деформаций в окружном направлении и
равновесия сил составят систему уравнений:
и01
Е,
02
+ a1At1= — + a2At2;
J0i
03
+ — р +
(2.3.16)
а01^1 + °02 ^2 + а03 ^3 “ О*
Отсюда получаем выражения для определения окружных на¬
пряжений в каждом слое:
С01 “ Е1
Е2h2{а2 At2 - аг Atj) + Е3k3(а3 At-3 - аг Д^)
Е1 + Е2 h2 + Е3 Лд
ст02 “ Е2
Elhl(alAt1 - а2Дt2) + E3h3{a3 At 3 - a2At2)
Elhl + E2h2 + E3h3
; (2.3.17)
a03 - E3
Elhl{alAtl - а3Дt3) + E2h2(a2At2 - а3Дг3)
E^h^ + E2h2 + E3h3
Ha рис. 2.3.16 показан продольный разрез трехслойного анод¬
ного пакета с размерами, близкими к реальным.
128
Рис. 2.3.16. К расчету многослойного анода:
1, 2, 3 — номера слоев; возможные размеры указаны в мм
Вопросы для самопроверки
1. В чем сходство между твэлом и ЭГК?
2. Какую форму можно придать оболочке твэла для интенси¬
фикации теплообмена?
3. Почему ядерное топливо в твэлы и ЭГК закладывается в виде
отдельных таблеток, а не в виде, например, цельного стержня?
4. Для чего в состав ЭГК включается газоотводящее устройство?
5. Почему для изготовления эмиттеров используются моно-
кристалические тугоплавкие материалы?
6. Почему коллекторы ЭГК выполняются многослойными?
2.4. Радиационная защита
Ядерный реактор космической энергоустановки — мощный
источник ионизирующего излучения. Его присутствие на борту
космического аппарата требует наличия радиационной защиты.
Узел защиты совместно с рядом других конструктивных средств
должен обеспечить ослабление ионизирующего излучения до вели¬
чин, соответствующих радиационной стойкости используемого обо¬
рудования, т.е. требуемую радиационную обстановку на КА.
С учетом увеличения потребной мощности проектируемых
КА, длительности их функционирования, применения в них со¬
временной аппаратуры, обладающей низкой радиационной стой¬
костью, вопросы проектирования радиационной защиты являются
крайне актуальными. В первую очередь к ним относятся определе¬
129
ние геометрических размеров (профиля) радиационной защиты,
выбор наиболее оптимальных защитных материалов, разработка
конструкции защиты, а также технологии ее изготовления, кото¬
рая зависит от используемых материалов и конструкции самой за¬
щиты.
Внимание, уделяемое проектированию радиационной защиты,
обусловлено ее значительной массой, которая в зависимости от по¬
ставленной задачи полета составляет в общей массе энергоустанов¬
ки от 25 до 50% [2-33]. В некоторых случаях возможность обеспе¬
чить требуемую радиационную обстановку, т.е. спроектировать со¬
ответствующую радиационную защиту, определяет применимость
в КА ядерной энергетической установки.
В данном разделе основное внимание уделено конструирова¬
нию радиационной защиты. По мере необходимости будут затро¬
нуты также вопросы выбора ее структуры, геометрии, используе¬
мых материалов, технологии их получения, которые рассматрива¬
лись в учебных пособиях [2-4, 2-5].
2.4.1. Место радиационной защиты
в компоновочных схемах космических ЯЭУ
В результате исследований был определен и стал уже традици¬
онным конструктивный облик космической ядерной энергетичес¬
кой установки — максимально удаленный от полезной нагрузки
КА ядерный реактор, экранирующая его радиационная зашита и
находящийся в ее теневом конусе холодильник-излучатель. Все
созданные и разрабатываемые энергетические установки, несмотря
на различный используемый в них способ преобразования энергии,
были скомпонованы по такому принципу [2-34—2-36, 2-7, 2-8].
2.4.2. Требования
к конструкции радиационной защиты
Радиационная защита должна не только обеспечить необходи¬
мое ослабление ионизирующего излучения, но и органически впи¬
саться в конструктивную схему энергоустановки. Своей конструк¬
цией она должна способствовать оптимальному размещению агре¬
гатов, быть связующим звеном между реактором и агрегатами
ЯЭУ, выдерживать механические нагрузки при выводе ЯЭУ на ор¬
130
биту и тепловые во время ее функционирования. В гидридлитие-
вой защите ЯЭУ второго поколения из-за увеличения флюенса
нейтронов и энергии гамма-квантов возможно появление нагрузки
на корпус защиты от радиационного распухания гидрида лития.
Механические нагрузки, как уже отмечалось, включают в се¬
бя линейные, вибрационные, ударные и акустические. Наиболее
значимые линейные перегрузки при температуре ~50°С составля¬
ют: осевые ±4,0 10 g; поперечные ±1,5 g.
Механические нагрузки от электроракетных двигателей во
время перелета КА на другую орбиту или межпланетного полета в
силу их малой величины при проектировании защиты не учитыва¬
ются.
Тепловые нагрузки радиационной защиты обусловлены темпе¬
ратурой реактора, которая может достигать в перспективных уста¬
новках более 1000°С, и энерговыделением в материалах защиты от
воздействия ионизирующего излучения. Без применения специ¬
альных конструктивных средств тепловые нагрузки могут стать
критичными для материалов, в частности, для гидрида лития, ра¬
бочая температура которого не должна превышать 450*С (при тем¬
пературе плавления около 700°С).
Отдельно следует учитывать нагрузки, испытываемые кон¬
струкцией радиационной защиты на этапе изготовления. Особое
внимание следует обращать на технологические операции, связан¬
ные с созданием перепадов давлений на тонкостенных оболочеч¬
ных конструкциях.
Жесткие ограничения на массогабаритные характеристики
ЯЭУ требуют применения наиболее эффективных защитных мате¬
риалов, для которых конструкция защиты должна обеспечить нор¬
мальное функционирование, способствовать максимальной реали¬
зации их положительных свойств и по возможности парировать
отрицательные (к последним следует отнести невысокую термо¬
стойкость материалов). При существующей тенденции увеличения
мощности ЯЭУ актуальность решения этой задачи становится в
один ряд с обеспечением необходимой кратности ослабления иони¬
зирующего излучения [2-35]. Именно эти два фактора определяют
общий вид радиационной защиты и могут оказать влияние на ком¬
поновку всей ЯЭУ.
Отдельным является требование совместимости защитного ма¬
териала с материалом металлоконструкции защиты. Традиционно
это нержавеющая сталь класса 10Х18Н10Т, обладающая необхо¬
131
димой прочностью, технологичностью и являющаяся одним из
наиболее широко используемых материалов в космических ЯЭУ.
Совместимость материалов подразумевает как инертность по отно¬
шению друг к другу, так и совместность функционирования в кон¬
струкции. Последнее требует обеспечения тепловой “развязки” ме¬
таллоконструкций, выполненных из материалов, имеющих раз¬
личный коэффициент линейного расширения.
Использование в защите экологически опасных материалов —
таких, как гидрид лития, уран-238, требует предотвращения их
контакта с внешней средой. Оно достигается применением герме¬
тизирующей оболочки.
Традиционным требованием к конструкции является ее техно¬
логичность. При использовании в радиационной защите материа¬
лов и изделий из них, изготавливаемых на различных предпри¬
ятиях, накладывается дополнительное ограничение — конструк¬
ция защиты должна давать возможность окончательной ее сборки
из отдельно изготовленных узлов.
Рассмотренные выше требования к конструкции радиацион¬
ной защиты свидетельствуют о сложных задачах, возникающих
при ее проектировании. От того, насколько оптимально они реше¬
ны, во многом зависят массогабаритные характеристики защиты
и всей ЯЭУ в целом.
2.4.3. Проектирование радиационной защиты
Процесс проектирования радиационной защиты является много¬
этапным, итерационным, с множеством обратных связей, последо¬
вательно приближающимся к формированию оптимальной кон¬
струкции. По мере проектирования определяются конструктивная
схема защиты, оптимальные материалы, тепловое состояние, формы
наиболее важных конструктивных элементов и т.д. В результате
появляются новые, более точные данные для расчета и разработки
конструкции, причем не только самой РЗ, но и связанных с ней
агрегатов. Исходными данными к проектированию защиты слу¬
жит информация, полученная на этапе выбора конструктивной
схемы КА. К ним относятся габариты теневой зоны, в которой
должен быть расположен КА, необходимая кратность ослабления
ионизирующего излучения, тепловая мощность реактора, оказы¬
вающая влияние на температурное состояние защиты.
Рассмотрим на примере радиационной защиты ЯЭУ первого
поколения основные моменты процесса проектирования и приве¬
дем ряд технических решений наиболее типичных задач. Рассмот¬
ренный ниже процесс проектирования в полном объеме присутст¬
вует и при разработке защит ЯЭУ второго поколения. В последнем
случае он дополнен решением вопросов, связанных с выбором ма¬
териалов тяжелого компонента, теплового компонента, их взаим¬
ным расположением, более напряженным температурным состоя¬
нием защиты и т.д.
Расчет геометрических параметров
радиационной защиты
Под расчетом геометрических параметров РЗ понимается оп¬
ределение ее толщины и профиля. При определении профиля за¬
щиты следует учитывать особенности среды, в которой функцио¬
нирует ЯЭУ, а именно распространение ионизирующего излуче¬
ния по законам геометрической оптики. Другими словами, если
на пути излучения размещается экран, то формируется теневая
зона с четкой границей между областью излучения и экранируе¬
мой зоной. Именно этой особенности радиационная защита обяза¬
на своим названием “теневая”. Таким образом, определив габари¬
ты теневой зоны, в которой должны быть размещены ЯЭУ и КА,
можно построить профиль теневой радиационной защиты.
Определение габаритов теневой зоны состоит из следующих
операций. С максимально удаленной от центра активной зоны
точки реактора, обычно периферии бокового и торцового отража¬
телей, проводится луч на внешний контур защищаемого объекта
(рис. 2.4.1). Разместив в образованной расходящимися лучами
зоне экран из материалов, эффективно ослабляющих нейтронное
излучение и энергию гамма-квантов, получим область с понижен¬
ным уровнем ионизирующего излучения, в котором и располагаем
ЯЭУ и КА. Любая конструкция, расположенная вне этой области,
будет “видеть” реактор и защищаемый объект, т.е. являться ис¬
точником вторичного рассеянного излучения (излучение, попав на
нее с реактора, способно затем рассеяться на защищаемый объ¬
ект). При таком принципе построения радиационная защита по
форме должна представлять собой усеченный конус с меньшим ос¬
нованием со стороны источника излучения — ядерного реактора.
133
Торцами конуса служат сферические поверхности с радиусом,
проведенным, как правило, из центра активной зоны реактора.
7 б
Рис. 2.4.1. Схема построения теневого профиля радиационной защиты:
1 — ядерный реактор; 2 — радиационная защита; 3 — теневой конус;
4 — холодильник-излучатель; 5 — защищаемый объект; 6 — рассеи¬
ватель ионизирующего излучения; 7 — активная зона реактора
Представленный способ определения профиля защиты являет¬
ся наиболее общим, и по нему были построены профили радиаци¬
онной защиты ЯЭУ “ТОПАЗ” и “Енисей” [2-7, 2-8]. В случае нали¬
чия защищаемых объектов с различной радиационной стойкостью
применяют геометрическое профилирование защиты — использова¬
ние нескольких теневых углов. Наиболее наглядным примером
может служить радиационная защита ЯЭУ “БУК” (рис. 2.4.2) [2-35].
В ней передний конус закрывает холодильник-излучатель, а зад¬
ний с учетом толщины, необходимой для экранирования холо¬
дильника-излучателя, спрофилирован на приборный отсек. Тем
самым было достигнуто снижение массы радиационной защиты.
Подобный прием широко используется в ЯЭУ второго поколения,
где присутствуют защищаемые объекты различной радиационной
стойкости и геометрии, и вопрос минимизации массы радиацион¬
ной защиты очень актуален.
Дальнейший расчет радиационной защиты, включающий оп¬
ределение ее толщины и последующее профилирование, представ¬
ляет достаточно сложную задачу. Ее решение осложняется варьи¬
рованием в расчете используемых материалов, на выбор которых
влияет множество параметров, например, температурное состоя¬
134
ние проектируемой радиационной защиты, ее конструктивное ис¬
полнение и т.д.
1 а 2 б 3 4 5
Рис. 2.4.2. Конструктивная схема радиационной защиты ЯЭУ “БУК”:
1 — переднее днище; 2 — обечайка коническая; 3 — заднее днище;
4 — заливочная горловина; 5 — передний узел крепления; 6 — задний
узел крепления; 7 — канал под тягу; 8 — гидрид лития; 9 — бандаж;
а — передний конус; б — задний конус
Ниже приводятся оценочные расчеты толщины радиационной
защиты: легкого компонента (гидрид лития) и тяжелого компо¬
нента (уран-238, вольфрам или сталь), а также прочностной рас¬
чет корпуса отсека.
Толщина радиационной защиты зависит от мощности источ¬
ника излучения — тепловой мощности реактора, ресурса ЯЭУ, до¬
пускаемого потока нейтронов и допускаемой поглощенной энер¬
гии гамма-квантов на защищаемом объекте, а также расстояния
между ним и реактором. В реальности расчет толщины защиты и
расстояния между реактором и защищаемым объектом проводит¬
ся одновременно путем оптимизации суммарной массы РЗ, систе¬
мы отодвижения реактора и электрических коммуникаций [2-37].
135
В рассматриваемом случае зададимся расстоянием отодвиже-
ния — 20 м (принимается как расстояние от центра активной
зоны до защищаемого объекта), и для него определим толщину ра¬
диационной защиты по гидриду лития и урану-238. Мощность ис¬
точника ионизирующего излучения, включающего нейтронное из¬
лучение и энергию гамма-квантов, определяется из следующих за¬
висимостей:
- для нейтронов
Фп = 0,408-3,1 •1010iVTx, (2.4.1)
- для гамма-квантов
10
D= 1,53,3 1010 2—;г, (2.4.2)
Y 2,5 109
где NT — тепловая мощность реактора; T — ресурс ЯЭУ; 3,1 • Ю10 —
количество делений нейтронов на ватт тепловой мощности; 2,5 -109 —
коэффициент перевода потока излучения в мощность дозы; 0,408 —
количество вышедших из реактора нейтронов на одно деление.
Далее определяем ослабление потока нейтронов и гамма-кван¬
тов расстоянием, принятым в расчете — 20 м:
Кь = 4 nR2,
где R — расстояние от центра активной зоны до защищаемого объ-
о
екта в сантиметрах; 4nR — учитывает принятое допущение о рас¬
смотрении реактора как точечного источника, испускающего из¬
лучение изотропно.
Определив геометрическое ослабление излучения расстоянием
между реактором и защищаемым объектом, находим величину ос¬
лабления (кратность ослабления), которую должна обеспечить ра¬
диационная защита.
К
п
Фп
K-i Фп(доп)
(2.4.3)
D
КУ К, Ф
t у(доп)
(2.4.4)
где ФЛ(Д0П) — допустимый флюенс нейтронов; Фу(доп) — допустимая
доза гамма-излучения.
136
В расчете примем используемые в настоящее время допусти¬
мые уровни излучений:
12 2
- по нейтронам флюенс составляет 10 нейтрон/см
(Е > ОД Мэв);
- по гамма-квантам — допустимая доза 1 • 10 рад.
Ослабление нейтронов в материале можно в упрощенном виде
представить следующим образом:
Ф = Ф0е~х/Х, (2.4.5)
где х — толщина защиты, на которой определяется поток нейтро¬
нов; X — длина релаксации нейтронов в материале защиты; Ф и
Ф0 — флюенс нейтронов с защитой и без нее соответственно.
Длина релаксации — расстояние, на котором поток нейтронов
снижается в е раз. Ее величина зависит от энергии нейтронов. В
оценочных расчетах, в которых учитываются нейтроны с энергией
более 0,1 Мэв, длина релаксации в гидриде лития принимается
равной 7 см, в уране -5,5 см.
Ослабление энергии гамма-квантов можно представить в виде
D = BD0e~Xil, (2.4.6)
где х — толщина защиты, на которой определяется доза гамма-
квантов; ц — линейный коэффициент ослабления гамма-квантов в
материале защиты; В — фактор накопления, учитывающий вклад-
рассеянных гамма-квантов в суммарный поток гамма-квантов. Его
значение зависит от многих факторов (геометрии источника и ра¬
диационной защиты, их взаимного расположения, материала за¬
щиты, энергетического спектра излучения и т.д.). Поэтому для
упрощения расчета фактор накопления будет учитываться путем
расчета линейного коэффициента ослабления гамма-квантов из дан¬
ных, полученных экспериментальным путем [2-38]. В табл. 2.4.1
приведены линейные коэффициенты ослабления гамма-квантов в
уране зависимости от кратности ослабления.
Коэффициент ослабления гамма-квантов в гидриде лития
ввиду его малого значения 0,0407 см”1 примем без поправки на
фактор накопления [2-39].
137
Таблица 2.4.1
Зависимость коэффициента гамма-излучения в уране
от необходимой кратности ослабления при энергии
гамма-квантов 1,25 Мэв
Кратность ослабления, К
10
102
103
ю4
Коэффициент линейного ослабления, Ц
0,767
0,9
0,97
1,01
Принимая во внимание, что ослабление нейтронов и гамма-
квантов происходит как в легком компоненте защиты (гидриде
лития), так и в тяжелом (уране), ослабление излучения можно
описать следующим образом:
ф = Фрб *1^1 ЗС2/^2;
(2.4.7)
D = D0e~x 1*W2,
(2.4.8)
или
In К = + х2/^2;
(2.4.9)
In Ку = + х2/ц2.
(2.4.10)
Решая данную систему уравнений, определяем толщину слоев
легкого х-^ (гидрид лития) и тяжелого х2 (уран) компонентов.
2.4.4. Анализ особенностей
конструкций радиационной защиты 1-го
поколения
В ЯЭУ 1-го поколения (“SNAP-10A”, “БУК”,
“ТОПАЗ”, “Ени-
сей”) в соответствии с их мощностью, ресурсом, используемым
оборудованием применялась только защита от нейтронов. Как от¬
мечалось, такая защита представляет собой герметичный отсек в
форме усеченного конуса со сферическими днищами, заполнен¬
ный гидридом лития. Конструкционный материал — нержавею¬
щая сталь марки 10Х18Н10Т толщиной 1...2.5 мм. Использование
в защите тонкостенной оболочки обусловливает применение сфе¬
рических днищ, своей формой препятствующих потере устойчи¬
вости при технологических операциях контроля герметичности и
138
заполнении отсека гидридом лития. В отечественной практике для
этого используется метод литья расплавленного гидрида лития в
предварительно нагретый корпус [2-40]. Дополнительную нагруз¬
ку на переднее днище защиты (ближайшее к реактору) создает
наддув отсека защиты гелием, выполняемый для улучшения теп¬
лопередачи от гидрида лития на оболочку отсека. Такой прием ис¬
пользовался в установках первого поколения (кроме ЯЭУ “ТОПАЗ”),
в последующем от него отказались. Встречающаяся в литературе
информация о выделении из гидрида лития водорода и увеличе¬
нии внутри отсека давления при повышении температуры защиты
не в полной мере соответствует действительности, т.к. при реали¬
зующихся в защите температурах выделение водорода незначи¬
тельно.
Помимо нагрузок, возникающих на этапе изготовления, на
толщину оболочки влияет и выбранная схема передачи нагрузок
от реактора на смежные с защитой агрегаты установки. Эта схема
зависит от габаритов реактора, определяющих диаметральный
размер конической обечайки защиты, конструкции узлов крепле¬
ния реактора и узлов крепления агрегатов, следующих за радиа¬
ционной защитой (рамы, холодильника-излучателя).
В ЯЭУ первого поколения использовались две схемы передачи
нагрузок: по внешней конической оболочке защиты и по разме¬
щенной внутри отсека защиты перфорированной оболочке. По первой
схеме были выполнены радиационные защиты ЯЭУ “SNAP-10A”,
“БУК”, “Енисей”, по второй — ЯЭУ “ТОПАЗ”.
Рассмотрим их конструкции и покажем типичные конструк¬
тивные решения, обеспечивающие заданные параметры. Для удоб¬
ства изложения материала объединим в описании спроектирован¬
ные по одним принципам радиационные защиты ЯЭУ “БУК” и
“Енисей”. Радиационную защиту ЯЭУ “ТОПАЗ” рассмотрим от¬
дельно как давшую начало новому направлению конструирования
радиационных защит космических ЯЭУ.
А. Особенности конструкций радиационной защиты ЯЭУ
“БУК” и “Енисей”. Конструктивные принципы построения радиа¬
ционной защиты ЯЭУ “БУК” (см. рис. 2.4.2) и “Енисей” (рис. 2.4.3),
несмотря на внешние различия, очень схожи. В обоих случаях ис¬
пользована внешняя силовая оболочка толщиной 1,5...2,5 мм, ко¬
торая обеспечивает передачу нагрузок с реактора на раму холодиль¬
ника-излучателя. Для этого оболочка снабжена кронштейнами, раз¬
мещенными в передней и задней части защиты. Кронштейны имеют
139
Рис. 2.4.3. Конструктивная схема радиационной защиты ЯЭУ “Енисей”:
1 — передний узел крепления; 2 — оболочка коническая;
3 — канал под рессору; 4 — заднее днище; 5 — заливочная горлови¬
на; 6 — задний узел крепления; 7 — канал под трубопровод ЖМК;
8 — гидрид лития; 9 — переднее днище
П-образную форму и для равномерного распределения нагрузки на
оболочку приварены к ней через пластины. Сама оболочка пред¬
ставляет собой сварную конструкцию, в которой используются раз¬
личные типы сварных швов: стыковые, стыковые с подкладкой,
роликовые и “чашечные” с оплавлением кромок (рис. 2.4.4). Пос¬
ледний тип шва применяется для герметизации отсека при прохо¬
де труб сквозь защиту. Используемый для сварки оболочки роли¬
ковый или с оплавлением кромок шов должен быть дублирован
внешним кольцом, препятствующим раскрытию сварного шва от
внутреннего давления. Такой конструктивный прием применен в
соединении переднего днища и конической оболочки в защите
ЯЭУ “БУК” и в ЯЭУ “ТОПАЗ” между задним фланцем и внешней
оболочкой защиты (рис. 2.4.4). В более поздней конструкции за¬
щиты ЯЭУ “БУК” роликовый шов между конической оболочкой и
сферическим днищем с усиливающим кольцом заменен стыковы¬
ми швами через введенный в конструкцию фланец.
Форма оболочки, повторяя профиль, образованный сферичес¬
кими днищами и конусом теневой зоны, в то же время имеет не¬
которое отличие. Оно заключается в скруглении мест стыковки
сферических днищ с конической частью оболочки. Это упрощает
конструкцию соединения днищ с конусом и позволяет снизить
массу защиты. Правомерность такого шага обусловлена ослабле-
140
Рис. 2.4.4. Примеры выполнения соединений деталей
корпуса радиационной защиты:
N1 — сварной шов с подложкой; N2 — стыковой шов; N3 — ролико¬
вый шов; N4 — шов оплавлением кромок; N5 — угловой шов
нием от оси к периферии приходящего на защиту ионизирующего
излучения. Степень закругления — радиус торовой поверхности
— определяется по результатам нейтронно-физических расчетов.
Как правило, величина радиуса составляет 50—100 мм, меньшее
значение относится к торовой поверхности у переднего днища за¬
щиты, большее — у заднего.
Используемая в конструкции силовая оболочка толщиной 1,5 мм
и более позволяет приваривать к ней угловым швом бобышки и
кронштейны для крепления проходящих по поверхности защиты
различных коммуникаций, например электрических жгутов и
трубок жидкометаллического контура.
Заднее днище отсека имеет горловину, служащую для запол¬
нения защиты гидридом лития. После кристаллизации гидрида
лития горловина герметизируется крышкой 4. Часто она снабже¬
на штуцером для выполнения дальнейших технологических опе¬
раций.
Поскольку приводы органов регулирования реакторов ЯЭУ
“БУК” и “Енисей” расположены за радиационной защитой, она
для размещения органов управления реактором снабжена внут¬
141
ренними трубчатыми каналами. В ЯЭУ “БУК” каналы расположе¬
ны осесимметрично и внутри защиты связаны между собой че¬
тырьмя поясами бандажей 9 (см. рис. 2.4.2). Каждый пояс пред¬
ставляет собой замкнутую конструкцию из трубок, которые для
заполнения их внутренней полости гидридом лития имеют отверс¬
тия. Применение бандажей обеспечивает минимальную деформа¬
цию каналов при кристаллизации гидрида лития, характеризую¬
щегося значительной усадкой с механическим воздействием на
конструкцию. Для его нейтрализации производится механическая
обработка наружных узлов крепления (кронштейнов) после залив¬
ки отсека защиты гидридом лития.
В радиационной защите ЯЭУ “Енисей” (см. рис. 2.4.3), имею¬
щей только один канал 3 под рессору, подобных конструктивных
мероприятий не предусмотрено. Особенностью этого канала слу¬
жит его ступенчатая геометрия и размещение под углом к оси ЯЭУ.
Все это способствует снижению прямого “прострела” нейтронов по
зазорам между рессорой и стенками канала.
С этой же целью под углом к оси защиты выполнены четыре
канала 7, служащие для прохода трубопроводов ЖМК. Такое рас¬
положение воспрепятствовало организации внутри защиты взаим¬
ной фиксации каналов, что впоследствии отрицательно отразилось
на сохранении их геометрии при кристаллизации гидрида лития.
В радиационной защите ЯЭУ “БУК” внутренние каналы под
трубопроводы ЖМК не предусмотрены. В этой энергоустановке
два трубопровода огибают коническую оболочку защиты снаружи.
Это существенно упростило конструкцию, но потребовало тщатель¬
ного радиационного расчета вклада рассеявшихся на трубопроводах
нейтронов в дозу излучения на защищаемом объекте КА.
Как отмечалось выше, при конструировании ЯЭУ первого по¬
коления температурное состояние защиты не являлось определяю¬
щим фактором, но меры по снижению температуры защиты были
предусмотрены. К ним относятся наддув отсека обладающим высо¬
кой теплопроводностью гелием и установка в ЯЭУ “БУК” на пе¬
реднее днище двух тепловых экранов из никелевой фольги. Креп¬
ление их к отсеку защиты обеспечивалось точечной сваркой.
Б. Особенности конструкции радиационной защиты ЯЭУ
“ТОПАЗ”. Радиационная защита ЯЭУ “ТОПАЗ” (рис. 2.4.5), при
всем сходстве с радиационными защитами ЯЭУ “БУК” и “Ени¬
сей”, по конструкции существенно отличается от них. В ней в си¬
ловую схему передачи нагрузки включен монолит гидрида лития,
142
который, как показали прочностные испытания, существенно уве¬
личивает несущую способность конструкции. Включение моноли¬
та в силовую схему достигнуто путем введения в него конструк¬
тивных элементов, соединяющих передние и задние узлы крепле¬
ния. В ЯЭУ “ТОПАЗ” ими служили фланцы, а в качестве соединя¬
ющего их элемента использован перфорированный конус. Перфо¬
рации давали возможность заполнить объем защиты как внутри
конуса, так и снаружи. Закристаллизовавшийся вокруг конуса
гидрид лития (предел прочности литого гидрида лития при нор-
мальной температуре составляет 5 кгс/см ) при нагружении защи¬
ты не дает ему деформироваться. Передача функции силового эле¬
мента внутреннему перфорированному конусу и гидриду лития
позволяет уменьшить толщину оболочки защиты и соответственно
ее массу. В защите ЯЭУ “ТОПАЗ” толщина оболочки составляет 1 мм.
Обеспечение ее жесткости на этапе изготовления достигнуто вы¬
полнением на сферических и конических поверхностях продоль¬
ных зигов (подштамповок), выполняющих функцию ребер.
Рис. 2.4.5. Конструктивная схема радиационной защиты
ЯЭУ “ТОПАЗ”:
1 — переднее днище; 2 — узел крепления (фланец); 3 — силовой эле¬
мент защиты (перфорированный конус); 4 — задний узел крепления
(фланец); 5 — заднее днище; 6 — заливочная горловина; 7 — гидрид
лития; 8 — оболочка коническая; 9 — внешние каналы
Использование тонкой оболочки дало возможность придать ей
сложный геометрический профиль. По условиям обеспечения ра¬
диационной обстановки, исключающей появление рассеивающих
143
ионизирующее излучение элементов, все проходящие через защи¬
ту трубопроводы ЖМК и электрические коммуникации должны
быть размещены в теневой зоне защиты. В РЗ ЯЭУ “ТОПАЗ” тру¬
бопроводы и коммуникации помещены в выполненные на кони¬
ческой оболочке внешние каналы. Каждый канал для повышения
жесткости изнутри снабжен ребрами, приваренными к оболочке
точечной сваркой (на рис. 2.4.5 не показаны).
Формированию каналов способствовало также введение торо-
вых поверхностей между конической оболочкой и сферическими
днищами. Радиус торовых поверхностей согласован с результата¬
ми нейтронно-физического расчета, глубиной каналов и диаметра¬
ми переднего и заднего фланца защиты. Сварные швы между флан¬
цами и оболочкой должны находиться на меньшем радиусе, чем
дно наиболее глубокого канала. При таком условии сварной шов
получается чисто кольцевым, что существенно повышает техноло¬
гичность изготовления защиты.
Диаметры самих фланцев выбирались исходя из общей кон¬
структивной схемы передачи нагрузок в ЯЭУ “ТОПАЗ” и согласо¬
вывались с узлами крепления смежных агрегатов. Геометрия флан¬
цев обеспечивает удобную приварку к ним конической оболочки,
перфорированного конуса и сферических днищ. Для стыковки с
ответными фланцами насосного отсека и холодильника-излучате¬
ля в них выполняются резьбовые отверстия.
Поскольку электроприводы органов управления размещались
в головной части ЯЭУ, в защите не было каналов под рессоры ор¬
ганов регулирования, что положительно отразилось на свойствах
защиты. Другим ее достоинством стало использование тонкостен¬
ной внешней оболочки, обладающей малой жесткостью. При осты¬
вании гидрида лития за счет его адгезии к оболочке последняя де¬
формируется совместно с уменьшающим свой объем при кристал¬
лизации гидридом лития. В итоге это приводит к отсутствию зазо¬
ров между оболочкой и гидридом лития, т.е. исключает появление
на боковой поверхности защиты источников рассеянного излуче¬
ния и позволяет уменьшить ее наружные диаметральные габари¬
ты. Все эти отрицательные эффекты имели место в радиационных
защитах ЯЭУ “БУК” и “Енисей”, так как коническая оболочка у
них была силовой и не могла деформироваться. Исключению по¬
явления источников рассеянного излучения в ЯЭУ “ТОПАЗ” спо¬
собствовала установка элементов крепления трубопроводов и электро¬
144
коммуникаций в специальных углублениях (выштамповках), вы¬
полненных на боковых поверхностях оболочки РЗ. Элементы
крепления были приварены к внешней стороне оболочки, и это
снижало вероятность ее разгерметизации при заполнении отсека
гидридом лития.
В отличие от ЯЭУ “БУК” и “Енисей”, внутренний объем ра¬
диационной защиты ЯЭУ “ТОПАЗ” вакуумирован, но не заполнен
гелием. Это также явилось следствием применения в конструкции
тонкостенной оболочки, находящейся в прямом контакте с гидри¬
дом лития и обеспечивающей необходимый отвод тепла. Недопус¬
тимому повышению температуры в узле за счет тепловых потоков,
идущих с реактора и электромагнитного насоса, препятствует ус¬
тановленная на переднее днище защиты экранно-вакуумная теп¬
ловая изоляция. Для ее крепления переднее днище снабжено резь¬
бовыми бобышками.
В. Примеры конструктивного выполнения радиационных за¬
щит зарубежных космических ЯЭУ. Рассмотренные ниже кон¬
струкции радиационных защит представлены в материалах, опуб¬
ликованных в открытой печати, и относятся к американским ра¬
ботам по космическим ЯЭУ. Следует отметить, что в отличие от
СССР, в США эти работы не получили такой практической на¬
правленности и в большинстве своем завершались на стадии кон¬
структорской проработки либо изготовления отдельных опытных
образцов (за исключением SNAP-10A). Поэтому все рассматривае¬
мые конструкции являются либо опытными образцами, либо пред¬
ставлены общими компоновочными схемами радиационных
защит. Согласно имеющейся информации, в США принят и освоен
литьевой метод изготовления радиационных защит из гидрида
лития [2-41]. В общих чертах он соответствует отечественному ме¬
тоду, однако, судя по представленным материалам, имеются опре¬
деленные расхождения. Например, в отсек перед заполнением его
гидридом лития закладывается металлическая стружка (соты).
Она, как свидетельствуют источники, служит для формирования
равномерной структуры монолита гидрида лития без литьевых
трещин. При отсутствии необходимости ослабления гамма-излуче¬
ния стружка является определенным балластом и ухудшает массо-
габаритные характеристики радиационной защиты. В отечествен¬
ной практике такой метод не применяется, и равномерность
структуры достигается другими средствами.
145
Основные характеристики опытных образцов радиационных за¬
щит включены в табл. 2.4.2, а их внешний вид показан на рис. 2.4.6—
2.4.8.
Таблица 2.4.2
Основные характеристики зарубежных радиационных защит
Образец
Форма защиты,
масса гидрида лития
и другие особенности
Общий
объем, м3
Плотность
LiH, г/см3
SNAP-10A
цилиндрическая, 100 кг,
соты (стружка)
0,12
0,731
SNAP-10A
коническая, 100 кг, соты
(стружка)
0,12
0,721
SNAP-10A
коническая, 100 кг, соты
(стружка), внутренние ребра
0,12
0,735
SNAP-8
коническая, типа SNAP-10A,
108 кг, соты (стружка),
сферическое переднее днище
0,14
0,729
SNAP-8
коническая, 326 кг, соты
(стружка)
0,422
0,726
SNAP-8
коническая, типа SNAP-10A,
100 кг, соты (стружка),
трубчатые силовые элементы
0,12
0,729
SNAP-2
коническая, 136 кг, внутрен¬
ние ребра, соты (стружка)
0,177
0,724
Экспери¬
менталь¬
ный обра-
1 веп
коническая, типа SNAP-10A,
100 кг, соты (стружка),
слой гранулированного
вольфрама, трубы под NaK
0,12
0,724
Анализ имеющихся характеристик и образцов радиационных
защит зарубежных ЯЭУ дает основание для следующих выводов.
Конструкция радиационной защиты представляет собой герметич¬
146
ный сосуд традиционной для космических ЯЭУ формы — коничес¬
кая обечайка со сферическими днищами. Однако в ряде радиаци¬
онных защит обращенное к реактору сферическое днище имеет
прогиб, противоположный прогибу заднего днища. Такой выбор
формы может быть обусловлен геометрическим профилированием
защиты в результате нейтронно-физических расчетов.
1 2 3 4 5
Рис. 2.4.6. Конструкция внутреннего объема радиационной защиты:
1 — оболочка коническая; 2 — перфорированная труба; 3 — сетка;
4 — перфорированное кольцо; 5 — металлическая стружка
Силовым элементом радиационных защит служат внешняя
оболочка отсека либо оболочка совместно с внутренними силовы¬
ми элементами, в качестве которых используются ребра или пер¬
форированные трубы. Передача нагрузки от реактора на защиту и
далее обеспечивается размещенными на оболочке бобышками.
Проход через радиационную защиту трубопроводов ЖМК вы¬
полняется как по внутренним каналам, так и по оболочке. Ис-
147
1 2 3 4 5 6 7 8
Рис. 2.4.7. Конструкции радиационных защит:
1 — радиационная защита ЯЭУ SNAP-2; 2 — заливочное приспособле¬
ние; 3 — труба для Na-K; 4 — металлическая стружка; 5 — перфори¬
рованная перегородка; 6 — перфорированная труба; 7 — оболочка ко¬
ническая; 8 — сетка
пользование внутренних винтовых труб для прохода теплоносите¬
ля с точки зрения ослабления ионизирующего излучения являет¬
ся положительным решением. Однако отечественная практика
конструирования показывает, что в этом случае не исключена воз¬
можность потери герметичности при заполнении защиты гидри¬
дом лития либо на более поздней стадии при испытании ЯЭУ.
Располагаемая на внутренней поверхности конической оболоч¬
ки металлическая сетка, по всей вероятности, служит для удержи¬
вания на ней кристаллизующегося гидрида лития и, тем самым, ис¬
ключения боковых зазоров между оболочкой и гидридом лития.
148
1
2
3 4
Рис. 2.4.8. Общий вид реактора
с радиационной защитой ЯЭУ SNAP-10A:
1 — реактор; 2 — ЭМН; 3 — радиационная защита;
4 — узел крепления
Поперечная кольцевая металлическая сетка или перфориро¬
ванное кольцо предназначены для фиксации стружки внутри отсе¬
ка защиты при его заполнении гидридом лития.
Как и в отечественных радиационных защитах, заднее днище
отсека снабжено отверстием (заливочной горловиной) для заполне¬
ния гидридом лития.
Определенный интерес представляет конструкция радиационной
защиты (рис. 2.4.9) термоэлектрической ЯЭУ мощностью 25 кВт,
разработанной для обитаемой орбитальной космической станции
[2-42]. Именно присутствием человека на станции объясняется от¬
личие данной радиационной защиты от ранее рассмотренных.
149
660нн 2%т
ис. 2.4.9. Конструктивная схема радиационной защиты ЯЭУ пилотируемой космической станции:
— вольфрам; 2 — отсек со свинцом; 3 — канал внешний; 4 — отсек для преобразователя энергии;
5 — канал внутренний; 6 — фланец; 7, 10, 12 — отсеки с гидридом лития; 8 — урановый диск;
9 — ребро жесткости; 11 — силовая оболочка; 13 — отсек с гидридом лития (круговая защита);
14 — реактор
Ядерный реактор имеет круговую защиту 13, усиленную в направ¬
лении обитаемого отсека космического аппарата. Оставим за скоб¬
ками вопросы обеспечения теплового состояния реактора, закры¬
того со всех сторон гидридом лития, который отличается низкой
теплопроводностью, а также ближайших к реактору слоев защи¬
ты. Рассмотрим конструкцию защиты с точки зрения применения
и размещения защитных материалов, организации силовой схемы
передачи нагрузки, прохода трубопроводов ЖМК, технологии ее
изготовления.
Структура радиационной защиты и используемые в ней мате¬
риалы характерны для защит обитаемых космических аппаратов,
которые должны обладать высокой ослабляющей способностью ней¬
тронного и гамма-излучения. В конструкции реализовано чередо¬
вание тяжелого и легкого защитного материалов: Pb-LiH-U-LiH, в
качестве элементов бокового отражателя использован вольфрам.
В специально созданном пространстве между слоем гидрида лития
и урана размещены термоэлектрические преобразователи, в кото¬
рых активированный в реакторе теплоноситель Na-K отделен от
идущего на холодильник-излучатель неактивированного теплоно¬
сителя. Таким образом, активированный теплоноситель сосредото¬
чен в зоне реактора и слой урана 8, располагаемый за термоэлект¬
рическим генератором, ослабляет его гамма-излучение.
Используемый в качестве первого слоя тяжелого компонента
свинец 2 отвечает нейтронно-физическим требованиям, однако в
отечественной практике из-за особенностей своих эксплуатацион¬
ных свойств обычно не рассматривается. При относительно низ¬
кой температуре (327°С) он переходит в жидкое состояние и требу¬
ет организации специального жидкометаллического контура.
Расположенный со стороны реактора первый отсек с гидридом
лития, судя по чертежу, состоит из двух частей: центральной
части 10, по которой организована силовая связь реактора со смеж¬
ными агрегатами ЯЭУ, и периферийной 12, формирующей требуе¬
мую теневую зону. Силовым элементом центрального отсека защи¬
ты служит коническая оболочка 11. Силовым является и снабжен¬
ное ребрами заднее днище 9, к которому, возможно, крепятся аг¬
регаты ЖМК и преобразователя энергии. В силовую схему вклю¬
чен также диск урана 8 с конической оболочкой второго отсека 7,
оканчивающейся кольцевым фланцем 6.
Проведение через защиту трубопроводов первого контура теп¬
лоносителя выполнено по внешним каналам 3 периферийного от¬
151
сека и сквозным центрального. Также по сквозным каналам 5 вто¬
рого отсека с гидридом лития проходят трубопроводы, идущие на
холодильник-излучатель. Таким способом обеспечивается отсутст¬
вие на радиационной защите источников вторичного рассеянного
излучения.
Определенные сомнения в возможности изготовления вызыва¬
ет геометрическая форма второго отсека с гидридом лития. Незна¬
чительная толщина (около 300 мм) при диаметре 1800 мм должна
вызвать большие трудности при заполнении отсека гидридом лития
методом литья. Отливки такой формы характеризуются значи¬
тельными литьевыми дефектами, ухудшающими защитные свой¬
ства монолита гидрида лития.
В целом представленная конструктивная схема радиационной
защиты отвечает поставленной задаче и даже имеет определенные
черты, предвосхищающие особенности радиационных защит ЯЭУ
второго поколения. В то же время схема имеет серьезные недо¬
статки (в частности, отмеченный выше неудачный выбор материа¬
ла для тяжелого компонента — свинца и некоторые другие) и не
дает полного представления о конструктивном исполнении многих
важных элементов, которые в итоге определяют возможность реа¬
лизации той или иной конструктивно-компоновочной схемы.
2.4.5. Радиационные защиты ЯЭУ 2-го поколения
Основное отличие радиационных защит ЯЭУ 2-го поколения
заключается в их способности эффективно ослаблять как нейтрон¬
ное излучение, так и излучение гамма-квантов, функционируя в
условиях воздействия значительных потоков ионизирующего и
теплового излучения. Это ставит задачу проектирования радиаци¬
онных защит (выбора материалов, их взаимного расположения,
конструкции в целом) на качественно новый уровень.
Необходимость ослабления гамма-излучения приводит к появ¬
лению в конструкции тяжелого компонента. Наиболее эффектив¬
ным является обедненный уран-238 (с присутствием 0,2 — 0,4%
урана-235), обладающий высокими нейтронно-физическими, ме¬
ханическими и эксплуатационными свойствами. В качестве тяже¬
лого компонента может быть использован также вольфрамовый
сплав и как дополнение к урану и вольфраму — сталь.
Высокие радиационные и тепловые нагрузки могут привести к
недопустимому повышению температуры защитных материалов,
152
что требует использования в защите материалов теплового компо¬
нента. Это, как правило, бор, поглощающий тепловые нейтроны,
которые способны вызвать повышенное энерговыделение в гидри¬
де лития и уране. Из-за недостаточно высоких механических
свойств бор в чистом виде в конструкции не используется. Плани¬
руется его применение в составе таких материалов, как карбид
бора, нитрид бора, диборид титана [2-5]. Снижению энерговыделе¬
нию в уране может способствовать также установленный перед
ним бериллий.
Таким образом, радиационная защита ЯЭУ второго поколения
является сборкой нескольких узлов, представляющих собой кон¬
структивную реализацию используемых в защите компонентов
(материалов) [2-43]. Рассмотрим наиболее простую композицию
защиты, состоящую из тяжелого компонента — урана-238 и лег¬
кого — гидрида лития (рис. 2.4.10).
Рис. 2.4.10. Конструктивная схема двухкомпонентной
радиационной защиты:
1— уран-238; 2 — оболочка урана; 3 — втулка стальная; 4 — штифт;
5 — втулка центрирующая; 6 — бобышка; 7 — болт; 8 — силовой
элемент; 9 — отсек с гидридом лития
153
В конструктивном плане уран-238 представляет собой диск,
заключенный для герметизации в стальную оболочку. Ее наличие
оправдано требованием соблюдения экологических норм при изго¬
товлении ЯЭУ. Необходимость герметизации урана является
одним из его недостатков и может существенно усложнить кон¬
струкцию защиты. Каждое отверстие в диске должно быть выпол¬
нено таким образом, чтобы защитить уран от контакта с атмосфе¬
рой. Это обеспечивается использованием различного рода сталь¬
ных бобышек и футерок, помещенных в урановый диск и вварен¬
ных в герметизирующую оболочку.
Несомненным достоинством урана являются высокие проч¬
ностные свойства, позволяющие применять его для передачи на¬
грузок. В представленной на рис. 2.4.10 конструкции нагрузка
передается через втулки 3, вставленные в диск урана 1, на бобыш¬
ки 6 отсека с гидридом лития. Фиксация втулки в диске осущест¬
вляется штифтом 4. Возможна также фиксация втулки с помо¬
щью выполненной на ней резьбы. Втулки совместно с оболочкой 2
герметизируют уран. Исключение изгибающего момента на болте
7 достигается применением центрирующей втулки 5. Такой про¬
стой способ стыковки уранового диска с отсеком гидрида лития
может быть применен вследствие близости значений коэффициен¬
тов линейного расширения урана и стали. Эта особенность урана
широко используется при проектировании многокомпонентных
радиационных защит, например, при замене на периферии урано¬
вого диска урана на сталь, что упрощает задачу крепления к
диску различных кронштейнов. Возможность такой замены объяс¬
няется особенностями профилирования тяжелого компонента.
Толщина урана на периферии становится незначительной, что по¬
зволяет при утроенной относительно урана толщине заменить его
сталью. Такой конструктивный прием упрощает и герметизацию
урана.
Соединение уранового диска с защитой из гидрида лития це¬
лесообразно выполнять разъемным, так как в противном случае
исключается возможность контроля рентгеновским излучением
корпуса гидридлитиевой защиты.
Конструкция самой гидридлитиевой защиты (рис. 2.4.11) вы¬
полняется, как правило, по типу защиты ЯЭУ “ТОПАЗ” — с вклю¬
чением монолита гидрида лития в силовую схему конструкции и
использованием тонкостенной формообразующей оболочкой. В
ней выштампованы каналы под трубопроводы и электрические ка-
154
бели. Исключение прострела нейтронов по каналам достигается
выполнением в середине конической оболочки кольцевого канала
и смещением в окружном направлении продольных каналов под
трубопроводы в передней части оболочки относительно каналов в
задней части оболочки.
Рис. 2.4.11. Конструктивная схема двухкомпонентной
радиационной защиты:
1 — передний узел крепления; 2 — диск урана; 3 — внешняя оболоч¬
ка внутреннего канала; 4 — продольный внешний канал; 5 — грану¬
лированный гидрид лития; 6 — монолит гидрида лития; 7 — внутрен¬
няя оболочка внутреннего канала; 8 — силовая конструкция защиты
(рама); 9 — задний узел крепления; 10 — кольцевой внешний канал;
11 — оболочка защиты
В данной конструкции вместо перфорированного конуса, пере¬
дающего нагрузку на гидрид лития, использована внутренняя
рама из перфорированных труб.
9
11 4
10 4
155
Проход рессор от электроприводов через защиту на органы ре¬
гулирования реактора осуществляется по каналам с двойной обо¬
лочкой, между которыми помещен гранулированный гидрид
лития. Этим нейтрализуется искривление каналов при заливке за¬
щиты гидридом лития, так как внутренняя оболочка вставляется
в защиту перед заполнением кольцевого зазора гранулированным
материалом.
В многокомпонентных радиационных защитах отличие меха¬
нических свойств используемых материалов диктует применение
таких технических решений, которые способны обеспечить их со¬
вместное функционирование. Некоторые из материалов включены
в табл. 2.4.3.
Таблица 2.4.3
Основные эксплуатационные свойства защитных материалов
Материал
Максималь¬
ная рабочая
температу¬
ра, °С
Теплопро¬
водность,
Вт/м • °С
Коэффициент
линейного
расширения
а 106, 1/”С
Предел
прочности,
кгс/мм2
Радиаци¬
онная
стой¬
кость
Гидрид
ЛИТИЯ
500
3,5...5
31,5
11...13
(t = 50°С)
удовл.
Бериллий
700...800
100...150
11,6
-35
удовл.
Уран-238
800
23...40
-16
55...60
удовл.
Вольфрам
2700
100
4,3
35...70
хор.
Сталь
800
7,0
16
55
хор.
Нитрид
бора
2500...2900
13
6,4
-31
хор.
Диборид
титана
2790...2920
30
6,2
-100
хор.
Использование в первом слое диска из бериллия обеспечивает¬
ся применением радиальных штифтовых соединений и исключе¬
нием установки деталей из бериллия по внешней посадочной по¬
верхности детали из материала с более высоким, чем у бериллия,
коэффициентом линейного расширения (рис. 2.4.12). Тепловая
развязка бериллиевого диска 1 относительно втулок 4, через кото¬
156
рые передается нагрузка от реактора на отсек с гидридом лития,
осуществлена с помощью штифтов 2. За счет радиальных зазоров
между втулкой 4 и бериллиевым диском 1 последний при нагреве
может расширяться без появления в нем температурных напряже¬
ний. Нагрузка с реактора на радиационную защиту передается
через втулку 4 и далее по размещенной в гидриде лития раме на
задние узлы крепления защиты.
Рис. 2.4.12. Схема многокомпонентной радиационной защиты:
1 — диск бериллия; 2 — штифт; 3 — болт; 4 — втулка; 5 — диск
урана; 6 — втулка фиксирующая; 7 — бобышка; 8 — отсек с гидри¬
дом лития
Следующий вариант высокотемпературной радиационной за¬
щиты приведен на рис. 2.4.13. Основными задачами при ее кон¬
струировании являлись предотвращение возникновения значи¬
тельных температурных напряжений в соседних защитных слоях
и обеспечение в них допустимого температурного режима.
Первая задача решалась применением штифтового соединения 2,
обеспечивающего возможность независимого расширения берил-
лиевого и уранового дисков, а также созданием кольцевых зазоров
157
между бобышками уранового диска и диском из диборида титана.
Его фиксация достигалась пружиной, выполненной в виде двух
кольцевых дисков.
Рис. 2.4.13. Схема многокомпонентной радиационной защиты:
1 — стержень; 2 — штифт; 3 — штифт; 4 — болт; 5 — бобышка;
6 — силовой элемент гидридлитиевой защиты; 7 — отсек с гидридом
лития; 8 — уран-238; 9 — диборид титана; 10 — бериллий;
11 — узел крепления
Для решения второй задачи использовался весь набор кон¬
структивных решений, способствующих снижению температуры
на наиболее критичном материале — гидриде лития. К ним отно¬
сятся применение бериллия, слоя борсодержащего вещества, а
также использование экранно-вакуумной изоляции и конструк¬
ций узлов крепления, препятствующих перетоку тепла от реакто¬
ра на защиту. Одновременно узлы крепления должны позволять
“горячему” реактору и менее нагретой защите независимо дефор¬
мироваться относительно друг друга. Все это достигается примене¬
нием в узлах крепления радиальных штифтов.
1
2 3 4 5
б
158
Рассмотренные средства относятся к пассивным методам обес¬
печения температурного состояния. К ним можно отнести также
введение в наиболее теплонапряженные слои защиты, состоящие
из отдельных блоков гидрида циркония с бором и имеющие из-за
этого повышенное тепловое сопротивление, специальных теплопе¬
редающих сред. Ими могут служить при наличии герметизирую¬
щей оболочки эвтектические сплавы металлов, например, натрия
с калием, или силумина. Теплопередающая среда существенно по¬
вышает теплопроводность защитного слоя, способствуя отводу
тепла на периферию диска и последующему излучению. Кроме
того, применение силумина или аналогичного материала позволя¬
ет придать этим блокам монолитность и упростить конструкцию
узлов крепления.
При дальнейшем повышении теплонапряженности конструк¬
ции становится необходимым применение так называемых актив¬
ных методов — использование прокачиваемого теплоносителя или
тепловых труб с автономным холодильником-излучателем.
2.4.6. Основы расчета
на прочность радиационной защиты ЯЭУ
А. Радиационная защита как объект прочностного расчета.
Практические методы расчета на прочность радиационной защиты
определяются особенностями ее конструкции. Она представляет
собой сборку двух компонентов — легкого и тяжелого. Для каж¬
дого из них применяются свои методы расчета, которые зависят от
особенности конструктивного исполнения каждого компонента и
действующих нагрузок на всех режимах эксплуатации.
Особенностью конструкции легкого компонента радиационной
защиты, спроектированной с включением монолита гидрида ли¬
тия в силовую схему изделия, является то обстоятельство, что за¬
щита в процессе изготовления превращается, как показали экспе¬
рименты, в конструкцию, требующую расчета только узлов креп¬
ления, которые выходят за границу монолита гидрида лития. Этот
расчет проводится для наиболее нагруженного режима — режима
выведения КА на орбиту.
Несмотря на такой эффективный способ обеспечения прочнос¬
ти защиты, конструкция требует прочностного расчета, связанно¬
го с технологическими операциями на этапе изготовления защи¬
ты, которые включают проверку на прочность сварной тонкостен-
159
ной конструкции и последующую проверку ее герметичности (пос¬
леднюю проводят при повышенной температуре).
Все эти операции связаны с созданием перепада давления на
оболочке. Поэтому необходимо расчетное определение допустимых
перепадов давления, действующих как изнутри наружу, так и сна¬
ружи внутрь. В первом случае при превышении допустимого дав¬
ления возможна потеря устойчивости переднего (вогнутого) дни¬
ща, во втором — заднего (выпуклого) днища и конической обечай¬
ки.
Особенностью конструкции и нагружения тяжелого компонен¬
та является то, что он, как правило, выполнен в виде закреплен¬
ного по периферии массивного диска. Нагрузка (распределенная
по кольцу, либо сосредоточенная в б, 8 или 12 точках) приклады¬
вается в центральной зоне диска. Максимальные нагрузки дейст¬
вуют на диск на режиме выведения ЯЭУ на орбиту.
Б. Силовая схема и нагружение легкого компонента. Корпус
легкого компонента представляет собой оболочку, которая состоит
из конической части и присоединенных к ней двух днищ в форме
сферических сегментов. Внутри корпуса размещается конус жест¬
кости, торцы которого выходят на наружную поверхность днищ.
На торцах конуса жесткости установлены шпангоуты с узлами
крепления к конструкции ЯЭУ. Внутри корпуса проходят также
сквозные трубчатые каналы органов регулирования, образующие
связи между верхним и нижним сферическими днищами. На ко¬
нической оболочке могут выполняться выштамповки для проклад¬
ки коммуникаций.
Оболочка корпуса легкого компонента может нагружаться как
внутренним, так и наружным избыточным давлением. На рис. 2.4.14
приведена силовая схема оболочки корпуса легкого компонента,
нагруженная внутренним избыточным давлением.
В. Расчет конической оболочки. При действии внутреннего
избыточного давления на коническую оболочку, показанную на
рис. 2.4.15, его допускаемое значение определяется по формуле из
[2-14]:
[Рг\
2h cosa[a]
D + h cos a
(2.4.11)
где h — минимальная толщина оболочки с учетом допуска, мм; a —
половина угла конуса; D — внутренний диаметр основания кони-
160
424.37
R, мм
Рис. 2.4.14. Схема нагружения корпуса радиационной защиты
внутренним давлением
Рис. 2.4.15. К расчету конической оболочки
радиационной защиты
161
ческой оболочки, мм; [а] — номинальное допускаемое напряже¬
ние, МПа.
За номинальное допускаемое напряжение примем предел те¬
кучести материала, что позволяет минимизировать массу кон¬
струкции, а незначительные остаточные деформации не повлияют
на работоспособность оболочки впоследствии:
где CTq 2 — предел текучести материала при рабочей температуре,
МПа.
Если на коническую оболочку действует наружное давление,
то требуется ее проверка на устойчивость. Расчетная схема для
этого случая представлена на рис. 2.4.16.
Для конических оболочек, близких по форме к цилиндричес¬
ким, с углом при основании конуса 80° < а < 90°, критическое дав¬
ление определяется по формуле из [2-44]:
где Е — модуль упругости, МПа; h — толщина оболочки, мм; I —
длина оболочки, мм; rQ — наибольший радиус кривизны оболоч¬
ки, мм.
(2.4.12)
Рис. 2.4.16. Коническая оболочка под действием
наружного давления
(2.4.13)
162
Для конической оболочки с углом при основании 20° < ос < 80°
критическое внешнее давление определяют по формуле из [2-14]
Значения К принимаются по табл. 2.4.4.
(2.4.14)
Таблица 2.4.4
Значение коэффициента К в формуле (2.4.14)
L/Lq
0
0,2
0,4
0,6
0,8
к
3,00
2,62
2,12
1,63
1,32
Для учета начальных несовершенств значения, полученные по
формулам (2.4.13) и (2.4.14), следует уменьшать на 15% , тогда до¬
пускаемое наружное давление для конической оболочки должно
удовлетворять условию
[р2]<0,85дкр. (2.4.15)
Г. Расчет сферических днищ. Оба сферических днища, в зави¬
симости от направления действия вектора распределенной нагруз¬
ки (давления), работают или на растяжение, когда вектор нагруз¬
ки совпадает с положительным направлением нормали к сфери¬
ческой поверхности, или на устойчивость, когда вектор нагрузки
направлен противоположно положительному направлению норма¬
ли к сферической поверхности днища. Например, если корпус лег¬
кого компонента наддувается изнутри, то переднее днище работа¬
ет на устойчивость, а заднее — на растяжение; если же давление
на корпус действует снаружи (при вакуумировании внутренней
полости), переднее днище работает на растяжение, а заднее — на
устойчивость.
Строго говоря, под действием внутреннего давления на краю
сферического сегмента и в прилегающей к краю зоне возникают
напряжения изгиба, и чем более пологим является сферический
сегмент, тем больше вклад изгибных напряжений в напряженно-
деформированное состояние. Однако напряжения растяжения
(мембранные) представляют наибольшую опасность, так как рав¬
163
номерно охватывают все сечение оболочки, в отличие от изгибных
напряжений, линейно изменяющихся (в упругой области) с пере¬
ходом через нулевое значение на срединной поверхности.
Напряжения растяжения (мембранные) в сферической оболоч¬
ке определяются по формуле
а =
pR
2 h ’
(2.4.16)
где р — давление (распределенная нагрузка) на оболочку, МПа; R —
радиус сферы, мм; h — толщина оболочки, мм.
Подставив в выражение (2.4.16) допускаемые напряжения и
разрешив его относительно давления р, получим допустимое зна¬
чение этого давления:
[Р3] =
2h[a]
R '
(2.4.17)
Проверка на устойчивость днищ легкого компонента радиаци¬
онной защиты состоит в определении критического внешнего дав¬
ления для сферического сегмента, показанного на рис. 2.4.17.
164
Рис. 2.4.17. Сферический сегмент под действием
внешнего давления
Сначала определяется отношение подъема сферического сег¬
мента к его диаметру и если H/D > 1/5, то критическое давление
вычисляется по формуле из [2-44]:
9расч
1,212?
(2.4.18)
V J
где Е — модуль упругости материала, МПа; h — толщина оболоч¬
ки, МПа; R — радиус сферы, мм.
Если H/D < 1/5, то оболочка является пологой и критическое
давление определяется по другой формуле:
^расч
1,21 kE
(2.4.19)
V /
Для коэффициента k в формуле (2.4.19) из источника [2-45]
можно принять значения 0,250,30.
Для учета начальных несовершенств порядка толщины обо¬
лочки, что характерно для оболочек, изготовленных без предъяв¬
ления повышенных требований к их геометрии, значения давления,
вычисленные по формулам (2.4.18), (2.4.19), следует умножить на
поправочный коэффициент а, приведенный в табл. 2.4.5.
Таблица 2.4.5
Значения коэффициента а [2-14]
R/h
<250
500
750
1000
1500
а
0,300
0,230
0,200
0,165
0,150
Устойчивость сферических днищ будет обеспечена, если внеш¬
нее давление подчиняется условию
[p4]<aqpac4. (2.4.20)
Выполнив расчеты по формулам (2.4.11)—(2.4.20) и выбрав
наименьшее значение, можно задать в технических требованиях
чертежа корпуса легкого компонента допустимый перепад давле¬
ния на его стенке при технологических проверках.
Д. Расчет на прочность конструкции тяжелого компонента
радиационной защиты. Тяжелый компонент представляет собой,
165
как правило, толстую, массивную пластину, закрепленную по
внешнему контуру. Нагрузка на такую пластину — это инерцион¬
ная сила от ускорения ракеты-носителя, распределенная по пло¬
щади пластины. Для расчетов на прочность тяжелого компонента
применяются методики расчета круглых пластин, которые можно
найти в источниках [2-44], [2-19].
Прочностные расчеты должны быть выполнены также для
элементов крепления радиационной защиты. Элементы крепления
(болты, шпильки, штифты) нагружаются инерционными силами
на режимах выведения КА с ЯЭУ на орбиту. Стандартные методы
расчета таких элементов приводятся в справочнике [2-44] и в
учебниках по деталям машин.
Вопросы для самопроверки
1. Функции радиационной защиты в космической ЯЭУ.
2. Что такое “легкая” защита?
3. Перечислить возможные компоненты “тяжелой” защиты.
4. Как строится теневой конус защиты?
5. Для чего “легкая” защита ЯЭУ второго поколения разбива¬
ется на две секции?
2.5. Холодильники-излучатели для ЯЭУ
с термоэмиссионными преобразователями
2.5.1. Особенности холодильников-излучателей
для ЯЭУ с ТЭПами
Холодильник-излучатель ЯЭУ второго поколения по своей кон¬
струкции заметно отличается от аналогичных устройств ЯЭУ перво¬
го поколения. Причиной этому служат несколько обстоятельств:
1) увеличенный ресурс установок повышает опасность метео¬
ритного пробоя, что делает необходимым переход от конструкции
“проточного” холодильника, применявшегося на установках пер¬
вого поколения, к конструкции с использованием тепловых труб
(пробой тепловой трубы не приводит к разгерметизации ЖМК);
2) увеличенная мощность установки при практически неиз¬
менном коэффициенте преобразования энергии требует соответст¬
венного увеличения поверхности теплосброса, т.е. площади холо¬
дильника-излучателя;
3) конструкция холодильника-излучателя должна иметь свой¬
ство трансформируемости для его размещения в сложенном поло¬
жении в ракете-носителе.
Рассмотрим влияние каждого обстоятельства на конструкцию.
Идея холодильника-излучателя на тепловых трубах заключа¬
ется в том, что тепло от ЖМК отводится помещенными в цирку¬
ляционный контур тепловыми трубами. Каждая труба снабжена
припаянной к ней тонкостенной пластиной, и все они образуют из¬
лучающую поверхность холодильника-излучателя (рис. 2.5.1).
Коллектор 2 циркуляционного контура представляет собой, как
правило, трубу эллиптического сечения. Размер по большой оси
эллипса определяется длиной участка испарения тепловой трубы,
размер по малой оси выбирается из нескольких условий:
- минимизации объема теплоносителя в ЖМК;
- обеспечения соответствующего гидравлического сопротивле¬
ния коллектора;
- обеспечения прочности коллектора.
Рис. 2.5.1. Конструктивная схема холодильника-излучателя:
1 — тепловая труба; 2 — коллектор; 3 — перегородка; 4 — переходник;
5 — пластина; 6 — сепаратор
167
На оболочке коллектора выполнены отверстия с отбортовкой,
в них вварены переходники 4 с припаянными к ним тепловыми
трубами 1. Трубы в коллектор вварены с двух сторон, причем
каждая тепловая труба с одной стороны коллектора смещена отно¬
сительно трубы с другой стороны на половину расстояния между
трубами.
С целью увеличения жесткости конструкции и снижения на¬
грузки на сварные швы коллектора с переходником тепловой
трубы концы тепловых труб связаны между собой сепаратором 6.
В результате образуется как бы единая плоскость, составленная из
теплоизлучающих пластин 5. Снабжение каждой тепловой трубы
своей теплоизлучающей пластиной препятствует появлению тер¬
мических напряжений в сварных швах из-за различия температу¬
ры соседних тепловых труб. В коллектор для увеличения его проч¬
ности может быть вварена продольная перегородка.
Если коллектор выполнен в виде замкнутого кольца, то пря¬
молинейные тепловые трубы образуют цилиндрическую поверх¬
ность (рис. 2.5.2, вариант а). В другом варианте цилиндрическая
поверхность образована прямолинейным коллектором и изогнуты¬
ми по окружности тепловыми трубами (рис. 2.5.2, вариант б).
Коническую излучающую поверхность наиболее целесообраз¬
но (по технологическим причинам) выполнять в виде комбинации
кольцевых коллекторов и прямолинейных тепловых труб.
168
Коллектор холодильника-излучателя для предотвращения за¬
мерзания в нем теплоносителя целесообразно защищать экранно¬
вакуумной термоизоляцией. Одновременно она частично выполня¬
ет функцию противометеоритного экрана.
Панели ХИ плоской формы, незамкнутой цилиндрической
или конической имеют две излучающие поверхности, а в случае
замкнутой поверхности — цилиндрической или конической —
только одну.
Еще одно отличие холодильника-излучателя ЯЭУ второго по¬
коления связано с существенным увеличением необходимой по¬
верхности излучения — от нескольких квадратных метров у “БУКа”,
“ТОПАЗа” до сотни квадратных метров у термоэмиссионных ЯЭУ
и далее, до тысячи квадратных метров — у газотурбинных ЯЭУ.
Конструктивные отличия, вызванные увеличением площади холо¬
дильника-излучателя, целесообразно рассматривать с учетом нали¬
чия у ЯЭУ двух рабочих положений: стартового и орбитального.
Именно наличие двух рабочих положений с требуемой излучаю¬
щей поверхностью и ограничениями, диктуемыми габаритами от¬
сека полезной нагрузки ракеты-носителя, определяет возможные
варианты размещения холодильника-излучателя на ЯЭУ.
Расчетно-конструкторские исследования показали, что для хо-
о
лодильника-излучателя площадью до 50 — 60 м целесообразно
применять плоские панели, которые размещены на балках систе¬
мы развертывания. В стартовом положении они укладываются
между балками системы развертывания (см. рис. 2.1.1), а в орби¬
тальном, развернувшись вместе с балками, образуют излучающие
с двух сторон плоскости. При этом следует иметь в виду, что излу¬
чающая плоскость панели, обращенная к продольной оси изделия,
экранируется соседними панелями и балками.
Описанные конструкции холодильников-излучателей не явля¬
ются силовыми, т.е. не способны передавать приходящие на ЯЭУ
нагрузки. Поэтому они должны быть закреплены на силовых эле¬
ментах, в качестве которых могут выступать балки системы раз¬
вертывания, рамные или оболочечные конструкции. Крепление
должно обеспечивать необходимую жесткость при выводе энерге¬
тической установки на орбиту и одновременно позволять холо¬
дильнику-излучателю при функционировании (нагреве) расши¬
ряться относительно силовых элементов. Это может быть достиг¬
нуто использованием соответствующих кронштейнов и ленточных
хомутов.
169
При всех вариантах конструктивного исполнения холодильни¬
ка-излучателя (и в частности, в капельном холодильнике-излуча¬
теле [2-46]) температура теплоносителя в излучающих узлах
должна быть максимальной. Такой температурный режим можно
обеспечить, организовав параллельную подачу теплоносителя во
все коллекторы теплоизлучающих панелей. Такая подача несколь¬
ко увеличит массу подводящих трубопроводов, но снизит требуе¬
мую площадь холодильника-излучателя.
В качестве рабочего тела тепловых труб для термоэмиссион¬
ных и паротурбинных ЯЭУ используется калий. Он по своим теп¬
лофизическим свойствам наиболее полно отвечает температурным
режимам этих установок, у которых температура холодильника-
излучателя достигает 600—700 С. В газотурбинных ЯЭУ, имею¬
щих температуру холодильника-излучателя 150—250°С, рабочим
телом тепловых труб могут быть цезий, даутерм, вода.
2.5.2. Шарнирно-сильфонные узлы
Компенсаторы осевых деформаций и шарнирно-сильфонные
узлы в составе раскладывающегося холодильника-излучателя по¬
казаны на рис. 2.1.1. Как правило, на них устанавливается проти-
вометеоритная защита в виде экранов. В некоторых вариантах
конструкции изгибаемые сильфоны, входящие в состав ШСУ,
“разрезаются” на несколько секций и
связываются друг с другом через жест¬
кие кольца. Это позволяет обеспечить
примерно одинаковую изгибную дефор¬
мацию каждой из секций, что способст¬
вует повышению надежности ШСУ. При¬
мер такой конструкции можно найти в
атласе чертежей [2-47].
А. Расчет сильфона при осевой дефор¬
мации. Сильфон, являющийся компенса¬
тором осевых деформаций, рассматрива¬
ется как система кольцевых пластин,
связанных по внешнему и внутреннему
контуру попеременно (рис. 2.5.3) [2-48].
Такой подход к расчету сильфона явля¬
ется справедливым лишь в том случае, если радиусы закругления
гофров невелики по сравнению с глубиной гофра. Если это условие
Жесткая связь
Г /
^ v
r i
ч, *
Г
VI
i
1 f
г
—1
: 1
1
1
,
. 1
1 '
1
1—1
1
г
I
п-6
1
2п-12
Я* —
Рис. 2.5.3. Сильфон
как система
кольцевых пластин
170
не выполняется, предлагаемая расчетная схема может привести к
существенным погрешностям. Основные допущения следующие:
1) на внутреннем и наружном контурах осуществляется усло¬
вие защемления;
2) прогибы пластин считаются малыми и упругими (каждая
пластина прогибается на величину порядка собственной толщи¬
ны). Кроме того, эксперимент показывает, что в пределах рабочих
прогибов характеристика сильфона может рассматриваться как
прямая.
Связь между осевой деформацией сильфона AL и напряжения¬
ми изгиба вблизи внутреннего огв и наружного о;.н контуров опре¬
деляется формулами:
AL Eh
~ п (1 -Ц2)Д2 1=’
AL Eh
п (1-ц2)Дз 1н
(2.5.1)
(2.5.2)
где п — число полных волн гофрировки; 2п — число пластин; Е —
модуль Юнга материала; р — коэффициент Пуассона; h — толщи¬
на пластин; 2i?B — внутренний диа¬
метр сильфона; 2RH — наружный диа¬
метр сильфона.
Коэффициенты К1в и К1н, являю¬
щиеся сложными функциями отноше¬
ны
ния k = — , сведены в табл. 2.5.1.
Кв
Б. Расчет сильфона при изгибе. В
этом случае (рис. 2.5.4) напряжения
у внутреннего и наружного контуров
определяются соответственно по фор¬
мулам
Рис. 2.5.4.
Изгиб сильфона
О
гв
Аф Eh
п (l-li2)R\ 2в
(2.5.3)
171
(2.5.4)
Л<р Eh
Значения коэффициентов К2в и К2я приведены в той же
табл. 2.5.1.
Значения коэффициентов К1в, К1н, К%в, Я2н’ ^Зв’ ^Зн
1 k
1Д0
1,15
1,20
1,25
1,30
1,35
1,40
к
155
70
39,9
25,9
18,3
13,6
10,57
к
145
63,7
35,4
22,3
15,33
11,16
8,45
к
165
76.7
45,2
30,2
21,9
16,8
13,3
|*2н
150
66,6
37,7
24,1
16,8
12,4
9,50
СО
о
тЧ
И
со
0,51
1,16
2,07
3,27
4,76
6,56
8,61
|*8» 103
0,49
1,09
1,91
2,92
4,20
5,65
7,25
При параллельном смещении трубопроводов (рис. 2.5.5) упру¬
гая линия оси сильфона описывается кривой третьего порядка
у = f(x) и задача сводится к сумме двух предыдущих:
Таблица 2.5.1
6 АН
Лф = —
(2.5.5)
Рис. 2.5.5. Изгиб сильфона
при параллельном смещении
трубопроводов
X
L
172
Такой вариант изгиба сильфона (рис. 2.5.5) не является опти¬
мальным вследствие всегда существующей разнотолщинности его
стенок. Вместо этого рекомендуется использовать два сильфона,
между которыми устанавливается жесткое кольцо.
В. Расчет сильфона, нагруженного внутренним давлением.
Напряжения у внутреннего и внешнего контуров определяются по
формулам:
PR 1
h2 КЗв’
(2.5.6)
рК»к
■ h2 *3н-
(2.5.7)
Значения коэффициентов KSb и KSn приведены в табл. 2.5.1.
Как видно из формул (2.5.1)—(2.5.4), при заданных смещени¬
ях AL и Д<р напряжения будут тем меньше, чем меньше толщина
сильфона. Напротив, при заданном давлении (см. формулы (2.5.6)
и (2.5.7)) напряжения с уменьшением толщины резко возрастают.
Поэтому, когда сильфон работает как компенсатор при наличии
внутреннего давления, толщину следует подбирать из условий оп¬
тимума в зависимости от заданных величин давления и смеще¬
ний. Рациональным в этом случае является использование много¬
слойных сильфонов. Подобно листовой рессоре такой сильфон
способен давать большие смещения и выдерживать значительное
давление.
Принцип суперпозиции, т.е. принцип суммирования различ¬
ных напряжений, например изгибных и растяжения, можно при¬
менять, если все они являются упругими.
Случай когда ширина каждой плоской кольцевой пластины,
входящей в состав сильфона, равна нулю и сильфон образован
только изогнутыми складками, рассмотрен в [2-19].
Г. Влияние на надежность сильфонов технологии и конструк¬
ции. Сильфоны традиционной формы (с гофрами) изготавливают¬
ся гидравлическим путем или обкаткой.
Толщина тонкостенной трубы, из которой изготавливается
сильфон, имеет допуск минус 10%. При формировании его скла¬
док допускается утонение того же порядка. В результате цилинд¬
рическая жесткость, пропорциональная толщине в третьей степе¬
173
ни, в некоторых местах может снизиться практически вдвое. Вы¬
сокая степень дефектности сильфонов требует тщательной провер¬
ки их после изготовления, в частности, в виде испытаний на рас¬
тяжение-сжатие и изгиб при одновременном нагружении внутрен¬
ним давлением. На рис. 2.5.6 показаны сильфоны, установленные
на испытательном стенде.
Рис. 2.5.6. Сильфоны на испытательном стенде:
в верхней части сильфонов видны конические защитные экраны;
в средней части сильфоны подкреплены технологическими хомутами
В настоящее время сильфоны изготавливаются также с помо¬
щью высококачественной сварки из отдельных кольцевых плас¬
тин, плоских или складчатой формы. Такие сильфоны оказывают¬
ся более надежными.
2.5.3. Расчет на прочность коллектора
холодильника-излучателя на тепловых трубах
Коллектор каждой из панелей раскладывающегося ХИ представ¬
ляет собой длинную трубу, сечение которой приведено на рис. 2.5.7.
Стенки такой трубы имеют форму очень пологих цилиндрических
174
Рис. 2.5.7. Сечение коллектора холодильника-излучателя
~q = 0,196 МПС
§
II
В
ттттт
тптт
панелей с малым углом наклона к оси симметрии. Коллектор на¬
гружен внутренним избыточным давлением. При действии рас¬
пределенной нагрузки в пологих панелях напряженное состояние
определяется, в основном, действием изгибающих моментов, кото¬
рые порождают общие изгибные напряжения.
При составлении расчетной схемы поло¬
гие панели можно считать абсолютно плоски¬
ми. А в силу того, что труба коллектора
длинная, в качестве расчетной схемы можно
принять рамку единичной ширины с попере¬
чной перемычкой. Сечение такой рамки по¬
казано на рис. 2.5.8. Для прямоугольной
рамки с перемычкой, нагруженной распреде¬
ленной нагрузкой, имеется готовое решение,
приведенное в книге [2-45].
Рассмотрим порядок определения напря¬
жений в сечении коллектора ХИ:
1. Вычисляется параметр распределения
жесткости по сторонам рамки:
(2.5.8)
1Ш|
1Ш1
Ь = 30
к ~ j1 I*
Рис. 2.5.8.
Расчетная схема
сечения
коллектора
где J1 — момент инерции половины длинной стороны рамки (I),
мм4; J2 — момент инерции короткой стороны рамки (Ъ); Ь — ши¬
рина рамки, мм; I — длина половины сечения рамки, мм.
175
2. Вычисляются изгибающие моменты:
„ q I2 + (зг2 - ь2)к
= = 2К+1 ’
(2.5.9)
,, а 12 + 2Ь2К
М г. — ~грг ;
Е 12 2К + 1
(2.5.10)
(2.5.11)
где q — погонная нагрузка, Н/мм.
3. Изгибные напряжения определяются по формуле
Sl’fe
II
0
(2.5.12)
4. Момент сопротивления изгибу вычисляется для рамки еди¬
ничной ширины в 1 мм:
ту=1л2
6 •
(2.5.13)
На рамку действует также и растягивающая сила,
точках А, С (см. рис. 2.5.8) составляет
которая в
ДА = яс = f •
(2.5.14)
Растягивающая сила вызывает напряжения растяжения
~ R
°Р F ’
2
где F — площадь поперечного сечения рамки, мм .
Напряжения в сечении коллектора будут равны сумме изгиб-
ных и растягивающих напряжений.
Уровень напряжений в коллекторе ХИ можно несколько умень¬
шить за счет выполнения поперечного сечения в форме эллипса.
Расчет такого сечения приведен в [2-45].Однако возможный выиг¬
рыш в массе коллектора не очень велик, а технологически изгото¬
вить эллиптическую трубу значительно сложнее.
Вопросы для самопроверки
1. Как влияет тип преобразователя энергии ЯЭУ на общий
КПД установки и площадь холодильника-излучателя?
2. Достоинства и недостатки трансформируемых ХИ.
3. Способы защиты ХИ от пробоя метеоритами.
4. В каких случаях в состав ХИ включаются шарнирно-силь¬
фонные узлы?
5. Какую примерно площадь излучающей поверхности должен
иметь ХИ для ЯЭУ с машинным преобразователем полезной мощ¬
ностью 10 МВт?
2.6. Агрегаты
2.6.1. Электромагнитные насосы
В ЯЭУ первого поколения в основном применялись электро¬
магнитные насосы кондукционного типа. Предполагается, что в
ЯЭУ 2-го поколения будут применяться электромагнитные индук¬
ционные насосы, имеющие более высокий КПД и более высокое
подводимое напряжение. Последнее позволяет иметь выигрыш в
массе электрических шин.
Устройство цилиндрического линейного индукционного маг¬
нитогидродинамического насоса показано на рис. 2.6.1 [2-49].
Техническая характеристика насоса:
Теплоноситель Na-K
Температура теплоносителя, °С
Напряжение, В
Ток, А
Расход, л/с
Напор, Па
Масса, кг
(22% — 78%)
495
80
64 (переменный
3-фазный)
15
0,83 105
90
При температуре теплоносителя не выше 600°С в насосе мо¬
жет быть использован обмоточный провод ПОЖ-700. Следует
также отметить, что при температуре теплоносителя, близкой к
точке Кюри, внутренний магнитопровод цилиндрического ЭМН
177
требует охлаждения. Для канала насоса рекомендуется использо¬
вать сталь 08Х16Н11МЗ, для изоляции, размещаемой в пазах маг-
нитопровода — слюдопластовые картоны с неорганическими свя¬
зующими и слюдокерамика.
1 2 3 4.5 6 7 8
ULL= ^hLLL
!!i!iiilB
Рис. 2.6.1. Индукционный МГД-насос для перспективной
установки [2-6-1]:
1 — наружный магнитопровод; 2 — обмотка; 3 — канал; 4 — внутрен¬
ний магнитопровод; 5 — обтекатель; 6 — корпус; 7 — заполнитель
(компаунд); 8 — гермоввод
Для насосов ЯЭУ, работающих при более высоких температу¬
рах, необходимо применять другие конструктивные схемы и другие
конструкционные материалы (например, ниобий). Вопросы проек¬
тирования индукционных насосов рассмотрены в [2-50].
2.6.2. Балластные сопротивления
Балластное сопротивление необходимо ЯЭУ для преобразова¬
ния образующейся избыточной электрической мощности в тепло¬
вую. Избыточная мощность получается в результате функциони¬
рования реактора на постоянной мощности и неравномерного ее
потребления агрегатами КА согласно заданной циклограмме.
178
В ЯЭУ 1-го поколения преобразователями избыточной мощ¬
ности служили электрические нагреватели, включенные в жидко¬
металлический контур установки. В конструктивном плане это до¬
стигалось путем объединения в одном блоке отдельных термоэ¬
лектрических нагревателей (ТЭНов). Установленные на единой
платформе и соответствующим образом скоммутированные, они,
преобразуя избыточную электрическую мощность в тепло, излуча¬
ют его в космос. Для минимизации массы кабелей балластные со¬
противления стараются разместить рядом с аппаратурой, регули¬
рующей потребление электрической мощности.
Балластное сопротивление излучающего типа. В настоящее
время для достижения высокой мощности рассматривается сле¬
дующий вариант балластного сопротивления. Он основывается на
использовании композиционного материала “углерод-углерод” в
качестве нагревательного и одновременно излучающего элемента.
В конструктивном плане такой элемент представляет собой плас¬
тину толщиной в несколько миллиметров, в которой путем вырезов
и пазов формируется необходимая длина и ширина проводника, чем
обеспечивается нужное электрическое сопротивление (рис. 2.6.2).
Пластина с вырезами монтируется через изоляторы на платформе,
которая крепится на элементах ЯЭУ, например, на балках систе¬
мы развертывания.
Рис. 2.6.2. Общий вид конструктивного элемента
балластного сопротивления
Применение такого материала существенно снижает массу
балластного сопротивления. Одновременно высокая термостой¬
179
кость нагревателя позволяет поднять температуру излучающей
поверхности и уменьшить габариты БСИТ. Ограничением по тем¬
пературе в данном случае служат агрегаты, размещенные вблизи
балластного сопротивления [2-51].
2.6.3. Компенсационные баки
В ЯЭУ 2-го поколения предполагается использовать компенса¬
ционные баки, по конструкции сходные с баками ЯЭУ “ТОПАЗ”,
так называемые баки повышенной надежности с третьей полостью
[2-47]. Такой бак может выполнять также роль экранирующего по
отношению к реактору-преобразователю элемента в составе радиа¬
ционной защиты и энергоблока в целом.
2.6.4. Генераторы паров цезия
В современных ядерных установках с термоэмиссионным пре¬
образованием энергии предполагается использовать циркуляцион¬
ную замкнутую систему подачи паров, включающую в себя ГПЦ
регенеративного типа [2-52]. Схема генератора паров цезия пока¬
зана на рис. 2.6.3. Генератор состоит из зоны испарения, конден¬
сации и транспортной зоны, каждая из которых представляет со¬
бой капиллярно-пористую структуру, причем пористость убывает
в направлении зоны испарения. Тем самым обеспечивается капил¬
лярный напор для перемещения конденсата. Разделение цезия и
неконденсирующихся продуктов, т.е. его очистка, происходит в
низкотемпературной области конденсации. Ресурс ГПЦ — не
менее пяти лет.
2.6.5. Другие агрегаты ЯЭУ
К ним относятся клапаны вакуумирования, заправочные, от¬
сечные, разделительные, дренажные и др., датчики нейтронных
потоков (ионизационные камеры). Электрическая схема последне¬
го устройства показана на рис. 2.6.4 [2-53] . Ионизационная каме¬
ра предназначена для контроля нейтронной (тепловой) мощности
реактора. Камера имеет две герметичные полости — рабочую А и
проверочную В. В полости А под давлением находится рабочий газ
180
7
Рис. 2.6.3. Схема генератора паров цезия:
1 — контейнер; 2 — противометеоритный экран; 3 — испаритель; 4 —
электронагреватель; 5 — термометр; 6 — транспортная зона; 7 — кла¬
пан возврата цезия; 8 — пусковой клапан; 9 — клапан вывода газооб¬
разных продуктов деления; а — кольцевой канал зоны конденсации;
б — вывод паров цезия
1 2 3 4 5
Рис. 2.6.4. Схема ионизационной камеры:
1 — рабочая полость; 2 — положительные (+) и отрицательные (-)
пластины; 3 — неподвижные контакты; 4 — подвижные контакты;
5 — штуцер для подачи воздуха в режиме технологической проверки
камеры; 6 — микроамперметр, используемый в режиме проверки
181
(гелий). В режиме наземной проверки в полость Б через штуцер 5
под давлением подается воздух. В определенный момент подвиж¬
ные контакты 4, установленные через изолятор на сильфоне, со¬
единяют неподвижные контакты 3, имитируя короткое замыка¬
ние положительных и отрицательных пластин. Появление тока в
цепи микроамперметра 6 подтверждает целостность электричес¬
ких цепей ионизационной камеры. По давлению, при котором по¬
является ток, проверяется давление рабочего газа в зазоре между
пластинами.
Вопросы для самопроверки
1. Чем отличается индукционный ЭМН от кондукционного?
2. Для чего в ЯЭУ используются балластные сопротивления?
3. Перечислить функции компенсационного бака.
4. Как работает ГПЦ регенеративного типа?
5. Принцип работы датчика нейтронных потоков.
Библиографический список
2-1. Балабух Л.И., Алфутов НА., Усюкин В.И. Строительная
механика ракет. — М.: Высшая школа, 1984. — 391 с.
2-2. Скубачевский Г.С. Авиационные газотурбинные двигате¬
ли. Конструкция и расчет деталей. — М.: Машиностроение, 1974.
— 520 с.
2-3. ГОСТ 14249-89 “Сосуды и аппараты. Нормы и методы рас¬
чета на прочность”.
2-4. Основы конструирования космических ядерных энергоус¬
тановок второго поколения. Основные подходы к конструирова¬
нию / А.С. Демидов, А.Г. Еремин, Г.А. Зарицкий и др.: Учебное
пособие. — М.: Изд-во МАИ, 2006. — 80 с.
2-5. Основы конструирования космических ядерных энергоус¬
тановок второго поколения. Особенности конструирования основ¬
ных узлов / А.С. Демидов, А.Г. Еремин, Г.А. Зарицкий и др.:
Учебное пособие. — М.: Изд-во МАИ, 2006. — 82 с.
2-6. Ионкин В.И., Ярыгин В.И. Роль ядерной энергетики в
космических исследованиях. Опыт и достижения СССР/России.
182
Современное состояние и перспективы развитие: Учебное пособие.
— Обнинск, ИАТЭ, 2007. — 79 с.
2-7. Богуш И.П., Грязнов Г.М., Жаботинский Е.Е. и др. Кос¬
мическая термоэмиссионная ЯЭУ по программе “ТОПАЗ”. Прин¬
ципы конструкции и режимы работы // Атомная энергия. 1993.
Т. 70. Вып. 4.
2-8. Никитин В.П., Пономарев-Степной Н.Н., Николаев Ю.В.
и др. Космическая ЯЭУ “Енисей” // Атомная энергия. 2000. Т. 88.
Вып. 6.
2-9. Основы теории, конструкции и эксплуатации космичес¬
ких ЯЭУ/ А.А. Куландин, С.В. Тимашев, В.Д. Атамасов и др. —
Л.: Энергоатомиздат, 1987. — 328 с.
2-10. Квасников Л А., Кайбышев В.З., Каландаришвили А.Г.
Рабочие процессы в термоэмиссионных преобразователях ядерных
энергетических установок / Под ред. Л.А. Квасникова. — М.: Изд-во
МАИ, 2001. — 208 с.
2-11. Демидов А.С. Конструкция космических ядерных энерго¬
установок: Учебное пособие. — М.: Изд-во МАИ, 2000. — 36 с.
2-12. Демидов А.С., Кашелкин В.В., Федоров М.Ю. Расчеты на
прочность ответственных деталей космических ядерных энергоус¬
тановок. — М.: Изд-во МАИ, 2005. — 80 с.
2-13. Дубенец СА., Абашев В.М., Самохин В.М., Суров А.И.
Курсовое проектирование ДЛА и энергетических установок. — М.:
Изд-во МАИ, 1991. — 80 с.
2-14. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопрово¬
дов атомных энергетических установок (ПНАЭ Г-7-002-86) / Гос-
атомэнергонадзор СССР. — М.: Энергоатомиздат, 1989. — 525 с.
(Правила и нормы в атомной энергетике).
2-15. Пономарев С.Д., Бидерман В.Л., Лихарев К.К. и др. Рас¬
четы на прочность в машиностроении. Том 1. — М.: Государствен¬
ное научно-техническое издательство машиностроительной лите¬
ратуры, 1956. — 884 с.
2-16. Андреева Л.Е. Упругие элементы приборов. — М.: Маш-
гиз, 1962. — 454 с.
2-17. Абашев В.М. Основы метода конечных элементов: Учеб¬
ное пособие. — М.: Изд-во МАИ, 2008. — 84 с.
2-18. Расчеты машиностроительных конструкций методом ко¬
нечных элементов: Справочник / В.И. Мяченков, В.П. Мальцев,
183
В.Б. Майборода и др.; Под общ.ред. В.И. Мяченкова. — М.: Ма¬
шиностроение, 1989. — 520 с.
2-19. Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и обо¬
лочки. — М.: Наука, 1966. — 636 с.
2-20. Нормы расчета на прочность элементов реакторов, паро¬
генераторов, сосудов и трубопроводов атомных электростанций,
опытных и исследовательских ядерных реакторов и установок. —
М.: Металлургия, 1973. — 408 с.
2-21. Космический мудрец. Избранные труды В.Я.Пупко. Вос¬
поминания. — Обнинск, ГНЦ РФ-ФЭИ, 2007. — 210 с.
2-22. Гуров А.Ф., Севрук Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и про¬
ектирование двигательных установок: Учебник для авиационных
вузов. — М.: Машиностроение, 1980. — 320 с.
2-23. Асквит Дж., Мэзон, Стемп С. Реакторы с гидрид-цирко-
ниевым замедлителем для космических энергетических установок
// Прямое преобразование энергии: Сб. статей. — М.: Мир, 1975.
2-24. Кузнецов ВА. Ядерные реакторы космических энергети¬
ческих установок. — М.: Атомиздат, 1977. — 240 с.
2-25. Холланд Дж. Состояние разработки электрогенерирую¬
щих каналов термоэмиссионных реакторов-генераторов // Прямое
преобразование энергии: Сб. статей. — М.: Мир, 1975. С. 136—149.
2-26. Синявский В.В. Методы и средства экспериментальных
исследований и реакторных испытаний термоэмиссионных электро¬
генерирующих сборок. — М.: Энергоатомиздат, 2000. — 378 с.
2-27. Куландин АА., Тимашев С.В., Атамасов В.Д. и др. Осно¬
вы теории, конструкции и эксплуатации космических ЯЭУ. — Л.:
Энергоатомиздат, 1987. — 327 с.
2-28. Беломытцев Ю.С., Русанов А.Е., Саратовский Л.Н., Тро¬
янов В.М. Опыт создания и выбора электродных и конструкцион¬
ных материалов для космических термоэмиссионных ЯЭУ “ТОПАЗ”
/ Второй Международный семинар по космической ядерной энер¬
гетике XXI века. SNPE - XXI^OOO Тезисы докладов, 19—21 апре¬
ля. — Обнинск, 2000. С. 31.
2-29. Демидов А.С. Ползучесть элементов конструкций энерго¬
установок. — М.: Изд-во МАИ, 1993. — 38 с.
2-30. Новожилов В.В. О связи между напряжениями и дефор¬
мациями в нелинейно-упругой среде // Прикладная математика и
механика. 1951. Т. 15. Вып. 2. С. 181 —194.
184
2-31. Бабад-Захряпин АЛ., Кузнецов ГД. Текстурированные вы¬
сокотемпературные покрытия. — М.: Атомиздат, 1980. — 176 с.
2-32. Демидов А.С. О ползучести при низких напряжениях //
Проблемы прочности. 1990. № 2. С. 44—46.
2-33. Грязнов Г.М., Жаботинский Е.Е., Лапшов В.В. и др. Вли¬
яние основных параметров космической ядерной энергоустановки
на вес биологической теневой защиты // Материалы научно-тех¬
нической конференции “Перспективы развития бортовых энерге¬
тических и двигательных установок и эффективность их использо¬
вания на космических аппаратах различного целевого назначе¬
ния”. — Л.: ЛВИК им.Можайского, 1970.
2-34. Фаворский О.Н., Фишгойт В.В., Литовский Е.И. Основы
теории электрореактивных двигательных установок / Под ред.
О.Н. Фаворского. — М.: Высшая школа, 1970. — 488 с.
2-35. Пупко В.Я. История работ по двигательным аппаратам
на ядерной энергии для космических и авиационных установок в
ГНЦ ФЭИ. — Обнинск, ФЭИ, 2002. — 56 с.
2-36. Земляное А.Б., Коссов Г.Л., Траубе ВА. Система морской
космической разведки и целеуказания (история создания). —
СПб., 2002. — 216 с.
2-37. Еремин А.Г., Зарицкий ГА. ,Пышко А.П., Плотников А.Ю.
Средства радиационной защиты в формировании конструктивного
облика космического аппарата с ядерной энергетической установ¬
кой // Атомная энергия. 2006. Т. 88. Вып. 3. С. 225—226.
2-38. Машкович В.П. Защита от ионизирующих излучений:
Справочник. — 3-е изд., перераб. и доп. — М.: Энергоатомиздат,
1982. — 296 с.
2-39. Бродер Д.Л., Попков К.К., Рубанов С.М. Малогабаритная
защита реакторов. — М.: Атомиздат, 1967. — 366 с.
2-40. Еремин А.Г., Дубинин АА., Ткач К.Г. и др. Расчет, проек¬
тирование, технология изготовления радиационной защиты кос¬
мических ЯЭУ // Атомная энергия. Т. 74. Вып. 3. 1993. С. 237—
243.
2-41. Welch F.H. Lithium hydride shielding // Nuclear engi¬
neering and design 26 (1974) 444—460. North-holland publishing
company.
2-42. Ядерная термоэлектрическая энергетическая установка
мощностью 25 кВт для обитаемых орбитальных космических
185
станций // Вопросы космической энергетики. — М.: Мир, 1971.
С. 161—194.
2-43. Еремин А.Г., Коробков Л.С., Пышко А.П., Страхов Е.М.
Конструктивные подходы к проектированию космических ЯЭУ //
Атомная энергия. 2000. Т. 88. Вып. 3. — С. 225—226.
2-44. Расчет на прочность деталей машин: Справочник / И.А.
Биргер, Б.Ф. Шорр, Г.Б. Иосилевич. — 3-изд., перераб. и доп. —
М.: Машиностроение, 1979.
2-45. Астахов М.Ф., Караваев А.В., Макаров С.Я.,Суздалъцев
Я.Я. Справочная книга по расчету самолета на прочность. — М.:
Государственное издательство оборонной промышленности, 1954.
2-46. Коротеев АА. Капельные холодильники-излучатели кос¬
мических энергетических установок нового поколения. — М.: Ма¬
шиностроение-Полет, 2008. — 184 с.
2-47. Демидов А.С. Атлас чертежей сборочных единиц и дета¬
лей агрегатов энергоустановок. — М.: Изд-во МАИ, 1990. — 46 с.
2-48. Пономарев С.Д., Видерман В.Л., Лихарев К.К. и др. Рас¬
четы на прочность в машиностроении. Том 2. — М.: Машгиз,
1958. — 974 с.
2-49. Ежов Н.И. Электромагнитные насосы ядерных энергети¬
ческих установок / Ракетно-космическая техника. Труды. Серия
XII. Вып. 3, 4. РКК “Энергия”, 2007. С. 79—83.
2-50. Варанов ГА., Глухих ВА., Кириллов И.Р. Расчет и проек¬
тирование индукционных МГД- машин с жидкометаллическим ра¬
бочим телом. — М.: Атомиздат, 1978. — 248 с.
2-51. Конструкции из композиционных материалов. — Изда¬
ние Центрального НИИ Спецмаш. С. 10.
2-52. Вушинский А.В., Ежов Н.И., Зарицкий ГА. и др. Генера¬
тор пара для регенеративной цезиевой системы термоэмиссионно¬
го реактора-преобразователя / Материалы 5-й международной
конференции “Ядерная энергетика в космосе”, Российская Феде¬
рация, г. Подольск Моек, области, 23—25 марта 1999 г. — М.,
1999.
2-53. Романов А.В. Теория комплексной оптимизации проек¬
тирования космических аппаратов с ядерными термоэмиссионны¬
ми энергетическими установками. — СПб.: ООО “НПО ’’Професси¬
онал”, 2010. — 472 с.
186
3. ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ
И КОНСТРУКТИВНО-КОМПОНОВОЧНЫЕ СХЕМЫ ЯЭУ
С МАШИННЫМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
Среди известных способов преобразования тепловой энергии в
электрическую турбогенераторный занимает особое место. В этой
области техники накоплен большой опыт конструирования и экс¬
плуатации, но в наибольшей степени он относится к наземным
энергетическим станциям. В них тепловая энергия, полученная,
например, в ядерном реакторе, идет на нагрев рабочего тела (газа
или пара), которое может направляться непосредственно в турби¬
ну. Механическая энергия турбины преобразуется с помощью ге¬
нератора в постоянный или переменный ток. КПД преобразования
энергии таким способом может достигать 30% . Возможность полу¬
чать при преобразовании энергии переменный ток заметно снижа¬
ет массу электрических коммуникаций, что положительно сказы¬
вается на характеристиках космического аппарата.
В космических энергетических установках с машинным пре¬
образованием энергии предполагается реализовывать тепловой
цикл Ренкина в паровой турбине или Брайтона — в газовой.
3.1. Принципиальные схемы ЯЭУ с МП
Основные элементы ЯЭУ с паротурбинной установкой показа¬
ны на упрощенной схеме (рис. 3.1.1).
Учитывая сложности организации процесса конденсации пара
в холодильнике-излучателе, на практике используют специаль-
Рис. 3.1.1. Упрощенная схема ЯЭУ с паротурбинным циклом:
Р — ядерный реактор; ПГ — парогенератор; Тр — турбина;
ЭГ — электрогенератор; ХИ — холодильник-излучатель; Н — насос
187
ный агрегат, в котором происходит конденсация пара под действи¬
ем “холодного” теплоносителя, прошедшего предварительно холо¬
дильник-излучатель. В результате получается трехконтурная
схема преобразования энергии. Первый контур — реактор, пароге¬
нератор, ЭМН. Второй контур — парогенератор, турбогенератор,
насос, конденсатор. Третий контур — конденсатор, холодильник-
излучатель, ЭМН. Для повышения КПД цикла во второй контур
вводят паровые и жидкостные рекуператоры. В реальных энерге¬
тических установках планируется введение четвертого контура,
его назначение — обеспечение допустимой температуры на обмот¬
ках генератора, подшипниках турбины и т.д. Этот контур включа¬
ет в себя свои холодильник-излучатель и насос. Первый, третий и
четвертый контуры снабжены компенсационными емкостями,
предназначенными для создания в контурах требуемого давления
и компенсации теплового расширения теплоносителя. Во втором
— турбинном — контуре может быть предусмотрена заправочная
емкость с калием. Она, в случае вывода установки на орбиту с не¬
заправленным калием турбинным контуром, служит для подачи в
него жидкометаллического теплоносителя (рис. 3.1.2). На рисунке,
помимо описанных выше агрегатов, показан контур разогрева реак¬
тора, в котором в качестве теплоносителя используется литий.
Упрощенная схема ЯЭУ с газотурбинной установкой показана
на рис. 3.1.3.
В реакторе происходит нагрев рабочего тела (например, газа),
после чего он поступает на турбину. В турбине газ расширяется и
подается в холодильник-излучатель для охлаждения. Затем газ
направляется в компрессор, сжимается и идет в реактор.
Для космических ЯЭУ рассматривается схема, в которой для
того, чтобы конструкцию реактора сделать более компактной, на¬
грев газа осуществляется в теплообменнике, куда подается нагре¬
тый в реакторе жидкий теплоноситель. При использовании лития
температуру газа в теплообменнике можно поднять до 1150°С и
даже выше.
Следующим шагом в повышении эффективности термодина¬
мического цикла в ЯЭУ с МП служит применение схемы с регене¬
рацией тепла. В ней реализуется охлаждение газа не в самом хо¬
лодильнике-излучателе, а в теплообменнике. Проходя через него,
охлажденный в ХИ теплоноситель отбирает от газа тепло, которое
через панели холодильника-излучателя сбрасывается в космос
(рис. 3.1.4). Введение жидкометаллического теплоносителя в кон-
188
и
В
и
Я
и
№
Ф
g
VO
О
о
ч
в
Ф
Е-
ш
а 8
о *
№ И
S О
® *
g
о
ч
и
в
**
я а
а
в
и
Я
vo
ft
е I
&® в
Ь • - Ю
« Л ы »
S ч« х
® 2 а а
ft 5 в в
. S в о,
>»<=>•
м Я Е-1
ft 3 сг в
л s Й о
>> £
н g
о о
ft ft
в в
и I
О I
>=> Р
со н
W К
S
а>
X
о
=я Й
§ н
0 Л
ft g
л к
н ч
ft§ I
g о в
& I «
“к
к ><<
ft -
1 8
О
и
о
м
о
й
о
>>
К
о
о
о
ей
И
ft
О »Н
й в
ей п
ft Ц
<Х> В
«
в
в
А
Ч
В
я
в
я
я
я I
я 1
ft Ш
в В
«м к
в
. ю
со ,н
a
В ф
в
=Я ft g
>я я g a
о в
И *
И
к
а) » ф
vo , Ч
0 в
ft I
Н &н
Й в ^ В
^ «В
0 I 8 §
й 'в §
Й щ «
в JrJ" >Я Й
Raft
X £ a g
$ g g к
ft Я В ей
vo В Ф
1 ft Ен ft
1 >* 3 В
Slog;
1 ft >•
... a 5
ftH «
2 •» ч
S к m
a g |
ф в l
в в. ^
ф ф □□
Ь g *
189
тур холодильника- излучателя повышает его эффективность за
счет увеличения теплопередачи от теплоносителя к излучающей
панели.
Рис. 3.1.3. Упрощенная схема ЯЭУ с газотурбинным циклом:
Р — реактор; Тр — турбина; ЭГ — электрогенератор; ХИ — холодиль¬
ник-излучатель; К — компрессор
Рис. 3.1.4. Принципиальная схема газотурбинной ЯЭУ
с газовым теплоносителем, проходящим через реактор:
КБ — компенсационный бак; К — компрессор; ПТО — межконтурный
теплообменник; РГН — регенератор; Рр — реактор; РС1; Тр — турбина;
ХИ — холодильник-излучатель; ЭГ — электрогенератор
Для возможности изменения энергетического режима преоб¬
разователя к указанным агрегатам добавляются ресивер и ком¬
прессор. Они обеспечивают изменение в контуре массы газа и, со¬
ответственно, число оборотов турбины. Это реализуется либо до¬
бавлением газа из ресивера в контур, либо отбором его из контура
в ресивер.
190
к
й н
Ф n >S
n. 7 w
^ ft £
Я Я
ft & g
" S к
b£? PH
a s
® s
Q< О
E-*
H
o
W
о
Рч
о
«
о
и
о
к*»
и
а
Ен
„ и
а ш
ч
л
>>
m
«
>я
о
я
и
Я
vo m
О И
М cti
<Й ю
Рч
ft
и
S
в
к
0)
§
И ю
■ о
о
ч
в
ф
Е-*
»я
Я
s
ф
X
о
>я
3
я
в
о
в
ч я ..
Я Я ф
но"
* Я
ф
Я
s
о
я
л
4
я
я
в
5
я
я
о
Ен
S.s«
и а
й °
Ч о
Q) (L*
Н ft
СО
6
Я
Он
Л О
р7 «
л ,
W
о 1
Я и
03 ^
Рч
ft I
о I
-™gW~
g ю ф § я
а « в m ft
и л ь
Ф я Ф
я я а
ч О .
Я Я |
° s S
ф
в
S
о
к
К
ft
Я г>
ft ft
О м
н
191
турбина; ХИ — холодильник-излучатель; ЭГ —электрогенератор;
насос; ЭМНп — электромагнитный насос пускового конт
На рис. 3.1.5 приведена схема ГТУ с жидкометаллическим ох¬
лаждением реактора.
Необходимо отметить важную особенность схем с машинным
преобразованием энергии в космических энергетических установ¬
ках. Она заключается в наличии в схемах четного количества тур¬
богенераторов. Это дает возможность путем организации враще¬
ния их роторов в противоположных направлениях исключить по¬
явление реактивного вращающего момента, воздействующего на
космический аппарат.
3.2. Конструктивно-компоновочные схемы ЯЭУ с МП
Схемы ЯЭУ с машинным преобразованием энергии основаны
на тех же принципах, что и схемы ЯЭУ с прямым преобразовани¬
ем энергии. Главным фактором, определяющим подходы к кон¬
струированию, является наличие на борту ядерного реактора —
мощного источника ионизирующего излучения. Этим определяют¬
ся принципы компоновочного построения ЯЭУ в сочетании с кос¬
мическим аппаратом. В их основе лежит требование обеспечения
заданной радиационной обстановки на агрегатах и узлах ЯЭУ и на
полезной нагрузке космического аппарата. К этим принципам от¬
носятся:
- оптимальное удаление ядерного реактора от основного за¬
щищаемого объекта — космического аппарата;
- применение теневой радиационной защиты;
- размещение агрегатов ЯЭУ и космического аппарата в тене¬
вом конусе радиационной защиты;
- компоновка агрегатов ЯЭУ, позволяющая использовать их в
качестве дополнительных радиационных экранов;
- компоновка агрегатов в космическом аппарате, которая
обеспечивает максимальную экранировку наиболее радиа¬
ционно-чувствительных элементов;
-применение локальных радиационных защит.
Помимо реализации этих принципов, относящихся к общей
компоновке ЯЭУ и КА, конструкция установки должна отвечать
дополнительным требованиям, определяющим конкретное испол¬
нение того или иного узла и агрегата. Они включают:
- соответствие схемы размещения агрегатов принципиальной
схеме преобразования энергии;
192
- размещение агрегатов, соответствующее температурным и
радиационным условиям их функционирования, в частнос¬
ти, приводы органов регулирования и стержней ядерной
безопасности должны располагаться за радиационной защи¬
той и в низкотемпературной зоне (около 200°С) либо иметь
свою систему охлаждения;
- обеспечение минимальных возмущающих моментов от дви¬
жения теплоносителя;
- обеспечение минимального гидравлического сопротивления
путем соответствующей разводки жидкометаллических ма¬
гистралей;
- размещение машинных преобразователей (турбогенерато¬
ров) должно вызывать минимальные возмущающие момен¬
ты, действующие на ЯЭУ;
- исключение возникновения недопустимых температурных
напряжений в конструкции крепления трубопроводов, способ¬
ных привести к разгерметизации контура теплоносителя;
- соответствие нагрузкам и условиям прочности конструкции
агрегатов с учетом их размещения и способа крепления в
ЯЭУ;
- создание низкотемпературных зон для проведения по ним
кабелей электрических коммуникаций.
Выполнение этих правил и ограничений связано со значитель¬
ными трудностями, так как принципиальные схемы машинных
преобразователей содержат большое число агрегатов и некоторые
из них имеют значительные габариты и массу (например, теплооб¬
менники). Кроме того, при проектировании установок большой
мощности (более 500 кВт электрических) должны быть учтены два
фактора, существенно усложняющие решение поставленной зада¬
чи:
1) в установках с газотурбинным циклом преобразования энер¬
гии общий высокий КПД (до 30%) может быть достигнут только
при относительно низком уровне температуры в контуре, отводя¬
щем тепло, что приводит к большой требуемой площади холодиль¬
ника-излучателя;
2) максимально эффективное использование турбинного кон¬
тура подразумевает использование в нем рабочего тела с высоким
энергетическим потенциалом, что требует обеспечения высоких
температуры и давления в газотурбинном контуре или только к
высокой температуре в паротурбинном контуре. Такой уровень
193
температур достигается за счет большой тепловой мощности ядер-
ного реактора, и, как следствие, он становится источником мощ¬
ного ионизирующего излучения.
Первый фактор — большая площадь холодильника-излучате¬
ля — в конструктивно-компоновочном плане влияет на способы
его формирования. Определяющую роль в этом играют потребные
габариты отсека полезной нагрузки планируемой к использова¬
нию ракеты-носителя. На современном этапе можно рассчитывать
на следующие габариты отсека: диаметр — до 4—5 м, длина — до
20—25 м (в ракетах “Протон”, “Ангара”).
Как показывают оценочные расчеты, в таком объеме можно
о
разместить холодильник-излучатель площадью около 200 м . Эта
величина относится к холодильнику-излучателю жесткого типа,
т.е. не изменяющего своей геометрии в орбитальном положении.
Реализация холодильника-излучателя указанной площади требу¬
ет соответствующей компоновки ЯЭУ, в которой все должно быть
подчинено получению максимальной излучающей поверхности.
Это достигается путем размещения в стартовом положении ядер-
ного реактора и радиационной защиты с преобразователем энер¬
гии “внутри” холодильника-излучателя (рис. 3.2.1). В орбиталь¬
ном положении реактор и защита выдвигаются из ХИ, обеспечи¬
вая необходимое удаление реактора от защищаемого объекта. Для
этого используется схема с раскладывающимися балками, позво¬
ляющая надежно транспортировать теплоноситель от преобразова¬
теля энергии к холодильнику-излучателю. Общий вид такой ком¬
поновки в орбитальном положении представлен на рис. 3.2.2. В
ней ядерный реактор с преобразователем энергии стыкуется через
балки системы развертывания с силовой рамой, на которой закреп¬
лен холодильник-излучатель. Достоинствами данной конструктив¬
ной схемы ЯЭУ являются использование минимального числа гиб¬
ких раскладывающихся элементов в тракте теплоносителя и
общая конструктивная жесткость всей установки, обеспечиваю¬
щая удобство стыковки с космическим аппаратом. Подобная кон¬
структивная схема ЯЭУ может быть использована как для паро¬
турбинной установки, так и для газотурбинной. В данном случае
критерием является требуемая излучающая поверхность холо¬
дильника-излучателя. В отличие от ЯЭУ первого поколения в рас¬
сматриваемом холодильнике-излучателе в качестве излучающей
поверхности используются оребренные тепловые трубы, которые
194
>S
О
0
Я
ю *
Ф I
8 s 1
A
cd ^
u -4< Я
~ -O
t* Он И
m о ,
W
a
о
fn
СЙ
a
№
к
ф
ti
о
a
и
«о
В
X!
5 я
• а
о
>к
о
№
S
й
ч
_ ей
к ®
К
vo
S'” |
Е* ...
О со <л
О
К
в Я
Ен
»
ей
Й
О
„ ч
ф ю
И
<м
л
ч
>.
«
о
Я
»к
я
№
а
о
И
й
о3
Ф
а
Я
со
И I
ей
X м
ф '
ей
а
>>
н
И
о
й
о
(н
о
и
а
о
н
й
ей
Ф
а
>* Щ
T.S
а^
о ,
3 1
A tv
0 >-
м
0
tn
О
VO
А
>»
Ен
S
А
О
Ен
<Й
А
0
Я
0
Рч
0
А
tv
СЧ)
195
существенно снижают опасность метеорного пробоя жидкометал¬
лического контура.
При площади излучающей поверхности холодильника-излучате-
ля более 200 м реализовать рассмотренную компоновочную схему
оказывается невозможным. В этом случае возникают варианты
либо холодильника-излучателя, изменяющего свою геометрию
после вывода ЯЭУ на орбиту, либо холодильника-излучателя,
сборка которого производится на орбите из отдельных панелей.
Холодильник-излучатель, изменяющий свою геометрию на ор¬
бите, может быть выполнен по одной из двух схем. В первом слу¬
чае он представляет собой телескопически выдвигающиеся ци¬
линдрические панели. Основная задача при этом — обеспечить
передачу теплоносителя из одной цилиндрической панели в дру¬
гую. Наиболее простое решение с использованием гибких метал¬
лических рукавов вызывает сложности в их размещении в зоне хо¬
лодильника-излучателя и обеспечении их развертывания при вы¬
движении цилиндрических панелей.
В альтернативном варианте, который используется в настоя¬
щее время в проектируемых космических ЯЭУ, часть панелей хо¬
лодильника-излучателя размещается на балках системы разверты¬
вания. Применение такого конструктивного приема совместно с
жестким холодильником-излучателем, показанным на рис. 3.2.1,
3.2.2, дает возможность увеличить общую излучающую поверх-
ность до 400 м .
Использование в холодильнике-излучателе плоских панелей
позволяет в два раза сократить его геометрическую площадь. Кон¬
структивно такой ХИ может выглядеть следующим образом. Со¬
единенные шарнирно панели складываются одна относительно
другой и в таком виде размещаются в стартовом положении на
ЯЭУ. Форма, габариты и количество панелей должны позволить
разместить их совместно с ЯЭУ в отсеке полезной нагрузки раке¬
ты-носителя. В орбитальном положении панели раскладываются,
образуя плоскую излучающую поверхность. В общем виде кон¬
струкция подобна конструкции разворачивающихся солнечных
батарей. В то же время имеются существенные различия. Так, в
холодильнике-излучателе передача теплоносителя от одной пане¬
ли к другой осуществляется шарнирно-сильфонными узлами. Их
разворот требует определенных усилий для преодоления жесткос¬
ти сильфона и выдавливания из его складок теплоносителя. Вели¬
чина этих усилий превышает значения, необходимые для простого
196
к
X
ш
E-
й „
V© ев
a
о
ев
И
«
N
И
о
ф
» V
3 S
S Я
<d о
ев О
а й
й I
*§ 1
О -ч.
is
« И
s §
S щ
(D Д
X н
о м
5 1
И со
в
о
и
о
«
о
в
я
0
й
1
о
в
и
ев
§
ев
а
<м
Й
о
ч
й VO
Й >s
Is
ь ^
0)
я
я
н
ф
. &Н
со л
• ф
(М я
со 0
о I
Я *N
Рч
о
й
о
м
197
развертывания панелей солнечных батарей. В этом случае нельзя
обойтись пружинным приводом, как в солнечных батареях, и дол¬
жен быть использован, например, электропривод с редуктором.
Еще одной особенностью ХИ является то, что его развернутые
панели должны находиться в теневом конусе радиационной защи¬
ты. В связи с этим форма холодильника-излучателя в плане при¬
ближается к форме трапеции (рис. 3.2.3). Для реализации ХИ с
большими площадями приходится идти на увеличение длины
ЯЭУ, которая, в свою очередь, ограничена габаритами отсека по¬
лезной нагрузки ракеты-носителя. Частично преодолеть это огра¬
ничение можно путем использования различных систем раздвиже-
ния ЯЭУ. Возможно применение трехстержневой раскладной или
телескопической конструкции. Также может рассматриваться ка¬
пельный ХИ [3-1].
Как показывают расчеты, планируемое увеличение мощности
энергетических установок приводит к необходимости сборки холо¬
дильника-излучателя на орбите. В этом случае должны приме¬
няться панели, формы и габариты которых позволят осуществить
их транспортировку на орбиту с минимальными затратами, т.е. с
максимальным использованием объема отсека полезной нагрузки
ракеты-носителя. Учитывая требуемые площади холодильника-
излучателя, необходимо планирование специальных запусков ра¬
кеты-носителя для доставки на орбиту теплоизлучающих панелей.
Сборка панелей должна производиться с помощью сварки, ко¬
торая обеспечивает необходимую герметичность. Применение
сварки и следующие за ней операции контроля сварных швов требу¬
ют участия в этих работах человека. В итоге весь комплекс pa-бот по
сборке холодильника-излучателя выливается в сложную технологи¬
ческую операцию со значительными затратами времени и средств.
Сборка холодильника-излучателя на орбите вызывает необхо¬
димость решения еще одной задачи. Она состоит в обеспечении за¬
полнения внутреннего объема собранного холодильника-излучате¬
ля теплоносителем или, в случае использования предварительно
заполненных теплоносителем панелей, его расплавления. Дости¬
жение поставленной цели на сегодняшний день видится в исполь¬
зовании электрических нагревателей. Они способны обеспечить
предварительный разогрев контура перед заполнением его тепло¬
носителем, либо расплавление теплоносителя в панелях. Для пи¬
тания электронагревателей планируется использование автоном¬
ной энергетической системы.
198
Конструкция, на которой ХИ должен быть размещен, также
должна быть сборной. Это обусловлено осевыми габаритами холо¬
дильника-излучателя. Их величина исключает применение каких-
либо разворачивающихся или выдвижных конструкций. Одновре¬
менно созданная конструкция будет служить для соединения ЯЭУ
с космическим аппаратом и размещения на ней кабелей электри¬
ческих коммуникаций.
По предварительным проработкам эта конструкция представ¬
ляет собой раму (колонну), выполненную из трубок или тонко¬
стенных элементов. Их материалом в зависимости от температуры
могут служить композиционные материалы: на основе С-С, угле¬
пластиков либо А1-В.
Высокая радиационная и тепловая мощность ядерного реакто¬
ра выдвигают качественно новые требования к проектированию
радиационной защиты. Реализуемость конструкции защиты свя¬
зана с ее температурным состоянием, массогабаритные характе¬
ристики защиты отходят на второй план.
Температурное состояние радиационной защиты зависит от
внутреннего радиационного тепловыделения в ее материалах и
тепловых потоков, приходящих с реактора и трубопроводов тепло¬
носителя. В связи с этим в ее составе, помимо традиционного лег¬
кого и тяжелого компонентов, появляется также тепловой. Он
предназначен для удаления из потока излучения нейтронов, вы¬
зывающих в материалах защиты значительное внутреннее энерго¬
выделение. Такими компонентами могут служить материалы, со¬
держащие в своем составе бор: карбид бора, нитрид бора, диборид
титана. Они могут использоваться в виде порошка, прессованных
блоков или блоков, полученных методом самораспространяющего-
ся высокотемпературного синтеза.
В радиационной защите тепловой компонент может устанав¬
ливаться как перед тяжелым компонентом, так и перед легким.
Появление в защите дополнительных слоев материала требует со¬
ответствующего их формирования, крепления, проводки через
слои элементов систем регулирования реактора и ядерной безопас¬
ности, трубопроводов и т.п.
В радиационной защите мощных реакторов должна использо¬
ваться тепловая изоляция. Она может быть выполнена в виде слоев
экранно-вакуумной изоляции или в виде теплоизолирующих про¬
кладок, препятствующих перетеканию тепла на менее нагретые
элементы конструкции.
199
3.2.1. Некоторые особенности узлов защиты
в компоновочных схемах ЯЭУ с МП
А. Конструктивные элементы связи реактора с узлом защи¬
ты. В них должна быть предусмотрена возможность взаимного ра¬
диального расширения реактора и радиационной защиты. В про¬
тивном случае на этапе вывода установки на рабочий режим, т.е.
при горячем реакторе и относительно холодной радиационной за¬
щите температурные напряжения в узлах крепления могут превы¬
сить предельно допустимые.
Б. Проведение через радиационную защиту трубопроводов с
рабочим телом. В энергетических установках с машинным преоб¬
разованием энергии на этот вопрос следует обратить особое внима¬
ние. Такое положение обусловлено несколькими причинами.
Первая заключается в высокой температуре теплоносителя
(более 1100°С) и относительно низкой максимально допустимой
рабочей температуре одного из основных материалов радиацион¬
ной защиты — гидрида лития (не более 450°С).
Вторая причина состоит в недопущении расположения над ра¬
диационной защитой источников рассеянного излучения. Трубо¬
проводы с рабочим телом должны проходить сквозь радиацион¬
ную защиту или по ее поверхности в специально выполненных на
ней каналах, причем с минимальными зазорами между трубопро¬
водами и стенками защиты, что ограничивает применение экран¬
но-вакуумной изоляции.
Задача существенно усложняется при проводке через защиту
труб с газовым теплоносителем. В этом случае трубопровод, как
правило, имеет большой диаметр и при расчете радиационной за¬
щиты принимается как некая пустота, являющаяся каналом, по
которому нейтроны способны попасть на защищаемый объект.
Учитывая количество труб и их диаметр, достижение требуемой
радиационной обстановки на защищаемом объекте становится
проблематичным.
На сегодняшний день решение этих задач видится в использо¬
вании в защите двух типов нейтронно-поглощающих материалов.
Первый материал — гидрид лития — занимает центральную зону
защиты. Второй материал — более термостойкий, например, кар¬
бид бора или бериллий, размещается на периферии, в местах, где
должны проходить “горячие” трубопроводы. В соответствии со
свойствами указанных материалов они могут быть использованы
200
как в оболочке, так и без нее. Технологические возможности по¬
зволяют выполнять их в виде блоков различной геометрии, в част¬
ности, с каналами, направленными под углом к продольной оси
защиты. Тем самым исключается прямой “прострел” нейтронов на
защищаемый объект.
Применение термостойких, но при этом обладающих несколь¬
ко худшими, чем гидрид лития, ослабляющими свойствами мате¬
риалов допускается из-за снижения на периферии защиты потока
нейтронов. Эта особенность в распределении нейтронов обусловле¬
на их угловым распределением при излучении от ядерного реактора.
Применение составной конструкции радиационной защиты с
термостойким внешним слоем защитного материала, как показы¬
вают расчеты, до конца не решает поставленной задачи. При нали¬
чии внешнего “горячего” кольцевого слоя становится невозмож¬
ным сброс тепла из центральной зоны защиты (с гидрида лития)
через ее боковую коническую поверхность. Это приведет к пере¬
греву защиты и ослаблению функциональных свойств гидрида
лития из-за его диссоциации с выходом водорода. Поэтому в кон¬
струкцию радиационной защиты необходимо введение охлаждаю¬
щего контура.
В. Охлаждающий контур защиты. Его назначение — отво¬
дить тепло от гидрида лития и одновременно препятствовать пере¬
току на него тепла от трубопроводов с теплоносителем. Принимая
во внимание особенности технологического процесса заполнения
защиты расплавленным гидридом лития и те ограничения, кото¬
рые они создают, следует обеспечить циркуляцию теплоносителя
охлаждающего контура по периферии отсека с гидридом лития.
Основу конструкции могут представлять собой два коллектора,
размещенных на передней и задней торцевых поверхностях радиа¬
ционной защиты, которые соединены между собой трубками.
Сами трубки должны быть прикреплены к оболочке боковой по¬
верхности отсека с гидридом лития. В качестве рабочего тела ох¬
лаждающего контура может быть использован жидкометалличес¬
кий теплоноситель, например, эвтектический сплав Na-K. Реали¬
зация такой конструкции не приводит к появлению в составе ЯЭУ
дополнительного жидкометаллического контура. В паротурбинной
и газотурбинной установках, как правило, имеется специальный
контур для охлаждения обмоток турбогенератора и его подшипни¬
ков. Поэтому можно представить схему, в которой после охлажде¬
ния турбогенератора теплоноситель подается в жидкометалличес¬
201
кий контур радиационной защиты для ее охлаждения, а затем
уже в свой холодильник-излучатель.
Другим путем обеспечения теплового состояния гидридлитие-
вой радиационной защиты может быть использование тепловых
труб, погруженных в гидрид лития. Препятствием реализации та¬
кого конструктивного приема может служить опасность разгерме¬
тизации корпуса защиты с тепловыми трубами при заполнении ее
гидридом лития.
Вопрос обеспечения теплового состояния может относиться и
к тяжелому компоненту радиационной защиты, в качестве которо¬
го используется обедненный уран. Несмотря на более высокую,
чем у гидрида лития, термостойкость (порядка 800°С), темпера¬
турные и радиационные условия также могут препятствовать его
применению в составе радиационной защиты. Диск урана разме¬
щается, как правило, в ее первых слоях, и на него приходят мак¬
симальные тепловой и радиационный потоки. Для снижения тем¬
пературы урана в конструкцию тяжелого компонента также мо¬
жет быть введен охлаждающий контур (проточный или с исполь¬
зованием тепловых труб). В последнем случае в зоне радиацион¬
ной защиты должно быть предусмотрено место для размещения
холодильника-излучателя.
Реализации указанных схем охлаждения способствует нали¬
чие у уранового диска герметизирующей оболочки. Она позволяет
заполнить свободный объем уранового отсека теплоносителем, на¬
пример, эвтектическим сплавом Na-K. В зависимости от принятой
схемы охлаждения он может прокачиваться по специальному ох¬
лаждающему контуру либо служить теплопередающей средой от
урана к тепловым трубам. Учитывая относительно высокую допус¬
тимую температуру урана, рабочим телом тепловых труб может
служить калий.
Допустимую температуру тяжелого компонента можно, по-ви-
димому, обеспечить также путем интенсификации с него теплоо¬
твода на соседние охлаждаемые слои защиты (например, на перед¬
нее днище отсека с гидридом лития).
Рассмотренные мероприятия по снижению тепловых нагрузок
на конструкцию радиационной защиты должны обеспечить ее ра¬
ботоспособность на протяжении всего ресурса.
Как было отмечено выше, отдельным вопросом является
выбор способа проведения через радиационную защиту трубопро¬
водов большого диаметра (более 100 мм) с температурой теплоно¬
202
сителя свыше 1000°С. Нейтронно-физические расчеты показали,
что традиционный метод проведения труб с теплоносителем, кото¬
рый может быть применен при их меньшем диаметре (по внешней
поверхности защиты в каналах, идущих под углом к оси изделия),
в данном случае неприменим. Одним из возможных путей реше¬
ния задачи является разбиение защиты с легким компонентом на
два отсека и проводка трубопроводов в первом отсеке по его цент¬
ральной зоне, а во втором — по его периферии. Тем самым исклю¬
чается появление в радиационной защите нейтронновводов либо
значительной рассеивающей нейтроны массы металлоконструк¬
ций. Температурное состояние защиты обеспечивается методами,
рассмотренными выше, а именно применением совместно с гидри¬
дом лития боросодержащего материала, например, В4С и системы
теплоотвода.
В представленных конструктивно-компоновочных схемах
(рис. 3.2.4 и 3.2.5) реализованы те основные принципы, которые
Рис. 3.2.4. Конструктивно-компоновочная схема
энергетического блока ПТУ:
1 — ядерный реактор; 2 — радиационная защита; 3 — привода орга¬
нов регулирования и СБ реактора; 4 — КБ первого (литиевого) конту¬
ра; 5 — турбогенератор; 6 — парогенегатор; 7 — ТО; 8 — ЭМН перво¬
го контура; 9 — ЭМН третьего (NaK) контура; 10 — рама агрегатного
отсека; 11 — КБ третьего контура; 12 — ТО; 13 — насос эжекторный;
14 — конденсатор; 15 — рама реакторного модуля; 16 — распредели¬
тельный механизм органов регулирования реактора
203
были изложены выше и касаются обеспечения необходимого теп¬
лового состояния агрегатов, требуемой радиационной обстановки
на космическом аппарате и на агрегатах ЯЭУ, а также прочности
и технологичности конструкций.
Рис. 3.2.5. Конструктивно-компоновочная схема
энергетического блока ГТУ:
1 — реактор; 2 — радиационная защита; 3 — трубопроводы;
4 — турбина; 5 — ТОА; 6 — бак ресивера; 7 — бак для гелия
Г. Проблемные вопросы создания мощных энергоустановок с
МП. Крупные габариты теплообменников, рекуператоров, газона-
гревателей, соединяющих их трубопроводов приводят к увеличен¬
ным, по сравнению с ЯЭУ с термоэмиссионными преобразователя¬
ми, габаритам агрегатного отсека. Из этого следует, что выбор
профиля теневой радиационной защиты определяется не только
габаритами ХИ и КА, но и диаметральными размерами агрегатно¬
го отсека ЯЭУ.
Значительная масса агрегатов турбокомпрессоров-генерато¬
ров, теплообменников и ЭМН требует тщательного подхода к вы¬
бору конструкции их крепления и обеспечению прочности.
Использование жаропрочных сплавов на основе тантала, вольф¬
рама, молибдена, ниобия в первом (“горячем”) контуре установки
204
и нержавеющей стали (традиционного материала ЯЭУ) в третьем и
четвертом (“холодных”) контурах, требует решения вопросов, от¬
носящихся к способам герметичного соединения входящих в эти
контуры агрегатов.
Отдельно следует обратить внимание на прочностные вопросы
в газотурбинной ЯЭУ. Высокая температура — более 1000°С и дав-
О
ление до 40 кгс/см делают проблематичным создание реактора и
газового контура на базе традиционных материалов с приемлемы¬
ми массогабаритными характеристиками. Прочностные характе¬
ристики материалов (ниобиевых, молибденовых и вольфрамовых
сплавов) при таких нагрузках и при традиционных (1,5—3 мм)
толщинах трубопроводов и корпусов практически не могут обеспе¬
чить работоспособность конструкции в течение всего ресурса. Это
делает необходимым проведение исследований по использованию
в конструкции нетрадиционных для космических ЯЭУ материа¬
лов — керамики, монокристаллов жаропрочных материалов, ком¬
позиционных материалов на основе С-С и т.п.
Другим возможным путем решения этой проблемы является
использование в конструкции ядерного газоохлаждаемого реакто¬
ра двойных оболочек по типу камер сгорания жидкостно-ракет¬
ных двигателей. Внутренняя оболочка воспринимает тепло и пере¬
дает его на протекающий между оболочками теплоноситель.
Внешняя оболочка, находящаяся в более благоприятных темпера¬
турных условиях, является силовой и воспринимает внутреннее
давление газа. Однако, в отличие от жидкостно-ракетных двигате¬
лей, работающих кратковременно, ресурс ядерного реактора дол¬
жен составлять не менее десяти лет. Поэтому такое конструктив¬
ное решение требует тщательного исследования.
В связи с этим многие специалисты считают создание газотур¬
бинных ЯЭУ с чисто газовым циклом очень трудной задачей. По
их мнению, газотурбинная ЯЭУ может быть создана в ближайшее
время только с использованием в реакторном контуре жидкоме¬
таллического теплоносителя — лития — с последующей передачей
тепла через теплообменник на газовый контур машинного преоб¬
разователя. Принципиальная схема такой установки приведена на
рис. 3.1.5. При ее реализации существенно упрощается конструк¬
ция ядерного реактора, так как внутреннее давление в нем снижа-
О
ется с 40 до 2—3 кгс/см . Одновременно, за счет уменьшения диа¬
метров трубопроводов, упрощается их проведение сквозь радиаци¬
онную защиту.
205
Вопросы, возникающие при проектировании космических
ЯЭУ с машинным преобразованием энергии, и рассмотренные кон¬
структивные способы их решения свидетельствуют о сложном
пути, который необходимо пройти при создании подобных энерге¬
тических систем. Следует отметить, что все изложенные выше
конструктивные приемы носят концептуальный характер и нуж¬
даются в дальнейшей проработке по мере появления информации
об их влиянии на параметры ЯЭУ. Соответственно, и представлен¬
ные конструктивно-компоновочные схемы — это лишь попытка
определить общий конструктивный облик мощных ЯЭУ. В то же
время они отражают общие закономерности построения подобных
энергетических систем, и на их основе будет проходить дальней¬
шее развитие конструктивных схем космических ЯЭУ с машин¬
ным преобразованием энергии.
Вопросы для самопроверки к разд. 3.1 и 3.2
1. Чем могут различаться принципиальные схемы с газовым и
жидкометаллическим теплоносителем в реакторном контуре?
2. Чем ограничивается максимальная температура в реактор¬
ном контуре?
3. Достоинства и недостатки машинного контура с газовой и
паровой турбиной.
4. Почему количество турбогенераторов в космических ЯЭУ
должно быть четным?
5. Каким образом осуществляется теплопередача между тепло¬
носителями смежных контуров ЯЭУ?
6. Какой из основных узлов ЯЭУ с машинным преобразовате¬
лем является самым крупногабаритным?
3.3. Выбор теплоносителей для ЯЭУ
с машинным способом преобразования энергии
Выбор рабочих тел для контуров ЯЭУ определяется рядом осо¬
бенностей и ограничений, действующих в космическом простран¬
стве. К ним относятся:
1) возможность сброса тепла только излучением;
2) существенная зависимость величины такого сброса от тем¬
пературы ХИ;
206
3) отсутствие гравитационных сил, что важно для реализации
цикла Ренкина;
4) эрозия лопаток паровой турбины (при реализации цикла
Ренкина);
5) необходимость иметь ХИ большой площади для ЯЭУ так на¬
зываемого мегаваттного класса;
6) трудности обеспечения высокого ресурса турбоагрегатов, в
частности, их опор, а также некоторых деталей реакторного кон¬
тура;
7) особенности рабочих тел, которые могут быть использованы
в капельных ХИ.
Рассмотрим вкратце проблему выбора рабочих тел для каждо¬
го из контуров ЯЭУ мегаваттного класса.
3.3.1. Реакторный контур
При выборе теплоносителя для первого контура учитывается,
что он должен иметь хорошие ядерно-физические (малое сечение
радиационного поглощения нейтронов реакторного спектра) и теп¬
лофизические свойства [3-2, 3-4].
Наиболее часто здесь рассматриваются жидкометаллические
теплоносители, обладающие наилучшей теплоотдачей вследствие
достаточно низкой коррозионной активности по отношению к кон¬
струкционным материалам и лучшей смачиваемости поверхнос¬
тей. С учетом малой плотности и относительно высокого значения
объемной теплоемкости среди жидкометаллических теплоносите¬
лей в первую очередь рассматриваются щелочные металлы —
литий, натрий и эвтектический сплав натрий-калий. В табл. 3.3.1
приведены важнейшие физические свойства некоторых теплоно¬
сителей [3-4].
Теплоемкость лития существенно выше, чем у натрия и эвтек¬
тического сплава. Это означает, что при одинаковой тепловой
мощности реактора применение лития позволяет существенно со¬
кратить проходное сечение по теплоносителю в активной зоне ре¬
актора и, следовательно, заметным образом уменьшить габариты
и массу реактора и ЯЭУ в целом. Дополнительными преимущест¬
вами при применении лития являются:
- пониженные затраты на его перекачку по сравнению с дру¬
гими двумя теплоносителями;
- малая плотность;
207
Физические свойства теплоносителей
СО
со
а
гг
а
3
а
Е«.
№
К
ft
Й w
2 is
и £
S? к
rH
00 VO
CM t-
ь-
СМ
гН
05
b-
rH
о
гН
05
о
со
гН
СМ
ю
со
со
rH
00
00 b-
t-
со
cm
CSI
CSI
см
гН
см
см
гН
1
b-
о о
о*
о"
О
о
о*
o'
см
см
см
см
^ 00
2 ь-
ч +
и
о
^-s
о
о
о
о
о
о
о
ю
о
»я
N
rH
ю
ь-
Tf
о
Я S
IS
IS
05
00
со
00
со
00
05
СО
05
00
со
S
CO
CO
ft ь-
ft
ft
rH
гН
гН
гН
СО
ю
о
1
*
к
t>
и *
W О
И
И
©‘
о"
о
о
СО
СО
со
05
rH
со
гН
тН
ь-
00
со
о
О
о
>к
IS
ft
00
00
Т* 05
О VO
05
О
t-
ю
CM
CO
со
о
05
05
со
о
гЧ
гЧ
гН
Ен
05
00
05 00
00
ь-
со
см
со
о
05
см
1
Сб
К
00
о о
o'
o'
о
о'
о"
о
ь-
ю
VO
>К
IS
05
ь- о
О 05
t-
t-
ю
о
о
о
о
со
ю
со
гН
IS
Ч
fc>
rH
00
rH
VO Tt<
о" о"
o'
о
rH
гН
гН
гН
05
СО
о
■ч<
гН
см
IS
ft
в
..
IS
о
ft
°
ft
Ен
IS
Ф
a
a
a
p
IS
ft
p
к
\
d
«
IS
ft
5
В
=H
IS
IS
Ш
«
IS
is*
о.
w
к
к
IS
4
a
a
*
w
О
CO
об
S P
00 ~
к
и
А
Ен
ф
H*
4
и
s „
g р р р р
p
р
р
р
О
О
р
р
р
р
s
* ^
> о с
о
о
A
о
о
о
о
м
о
о
о
о
«
cd
aS и
ь о с
о
о
Ен
о
о
о
о
ч
о
о
о
о
IS
ft
& .
■N ^
со
00
О
см
т)<
со
00
О
см
со
00
o
>*
>» Ен
л
и
Eh
Eh ft
Ен
о
СЙ
aS .
О
g
ft
ft
ft г
О
Ф
в
Ф
© u
и g
и
о
о
И
Ен
4
ч
я
Я о
О
в
в
Ф
Ф CO
CD
Ф
H
H ь-
с
H
н
I
208
— наиболее широкий из всех жидкометаллических теплоноси¬
телей температурный интервал жидкого состояния, что при¬
водит к возможности иметь более низкое давление в реак¬
торном контуре, выбирая его лишь из соображений умень¬
шения гидравлических потерь, а не из соображений исклю¬
чения закипания теплоносителя.
В то же время весьма существенным недостатком лития явля¬
ется его высокая температура плавления, что приводит к необхо¬
димости иметь в контуре разогревающие элементы и, как следст¬
вие, к усложнению конструкции и увеличению массы.
Кроме того, из-за присутствия в природной смеси изотопа Li
рассматриваемый теплоноситель имеет высокое значение сечения
поглощения тепловых нейтронов. Поэтому в космических ЯЭУ
7
ориентируются на применение изотопа Li, который обладает не¬
значительным сечением поглощения нейтронов. Еще одним недо¬
статком лития является его более высокая коррозионная актив¬
ность по отношению к конструкционным материалам, которая су¬
щественно возрастает при наличии в нем неметаллических приме¬
сей — кислорода и особенно азота.
Вопросы выбора конструкционных материалов для реактор¬
ных контуров с жидкометаллическими теплоносителями более по¬
дробно рассмотрены в книге [3-2].
При температурах выше 700”С в качестве конструкционного
материала сталь применяться не может, в основном должны при¬
меняться материалы на основе особо тугоплавких металлов (воль¬
фрама, молибдена, ниобия, тантала). Достаточно технологичными
в этой группе являются сплавы на основе ниобия: ВН-1, ВН-2, ВН-3,
ЭЛН-1 и др. [3-3].
Данные по механическим свойствам конструкционных мате¬
риалов, применяемых в ЯЭУ, приведены в разделе 8.
3.3.2. Машинный контур
При выборе теплоносителя в первую очередь должен быть ре¬
шен вопрос о том, паротурбинным или газотурбинным должен
быть машинный контур. Достоинства и недостатки каждого из
контуров с рабочими телами различного типа (жидкометалличес¬
кими и нейтральными газами) подробно рассмотрены в [3-4]. Для
209
паротурбинных контуров ядерных энергоустановок мегаваттного
класса во многих случаях подходящим теплоносителем может
быть калий. Выбор теплоносителя существенным образом зависит
от целого ряда факторов, влияние которых анализируется также
при выполнении термодинамического и газодинамического расче¬
тов [3-5].
В газотурбинных контурах рабочее тело должно удовлетво¬
рять ряду специфических требований, главные из которых: воз¬
можно большая теплоемкость на линии расширения цикла и
малая на линии сжатия; высокая теплоотдача; отсутствие агрессив¬
ных свойств при высоких температурах; низкая текучесть [3-6]. В
наибольшей степени перечисленным требованиям соответствуют
инертные газы и их смеси.
Для ЯЭУ большой мощности в качестве рабочего тела может
использоваться гелий, имеющий высокие теплотехнические дан¬
ные, а для маломощных энергоустановок — гелий-ксеноновая
смесь (чтобы ограничить уменьшение размеров проточной части
турбины). Гелий имеет еще одно достоинство — он обладает прак¬
тически нулевым сечением захвата нейтронов.
Существуют и другие рабочие тела для применения в машин¬
ных контурах — это диссоциирующие газы. Машинные контуры с
такими рабочими телами (например, фосфором) по своим характе¬
ристикам могут занимать промежуточное положение между паро¬
турбинными и газотурбинными. Некоторые особенности их приме¬
нения описаны в книге [3-5].
3.3.3. Контур холодильника-излучателя
При минимальной температуре в контуре не ниже 0°С в каче¬
стве теплоносителя наиболее целесообразно применять эвтекти¬
ческий сплав натрий-калий (22%—78%). Если сброс тепла осу¬
ществляется с помощью тепловых труб, то контур ХИ, через теп¬
лообменник связанный с машинным контуром, иногда называют
циркуляционным.
Теплоноситель такого контура, в котором размещаются испа¬
рительные участки тепловых труб, не изменяет своего агрегатного
состояния. Общим правилом является то, что выбранный жидкий
теплоноситель должен иметь достаточно низкую температуру
плавления и высокую температуру кипения, т.е. пологое измене¬
210
ние кривой давления паров насыщения в зависимости от темпера¬
туры. При температуре в контуре ниже 25СГС можно применять
органические или кремнийорганические соединения, например,
даутерм (критические параметры: t = 528°С, р = 41 • 10 Н/м ). При
более высокой температуре надо применять жидкие металлы и по
мере ее роста переходить от ртути к щелочным: сначала к калию,
потом к натрию. О применении эвтектического сплава натрий-
калий (22%—78%) было сказано выше. В целом на выбор тепло¬
носителя оказывают влияние особенности не только теплотехни¬
ческие, но технологические и эксплуатационные, зависящие от
химической и эрозионной активности теплоносителя по отноше¬
нию к конструкционным материалам, от его электропроводности,
чувствительности к облучению [3-4], [3-7].
Заметим, что в проекте американской ЯЭУ для пилотируемой
экспедиции к Марсу [3-6] для повышения надежности предусмот¬
рены два параллельных циркуляционных контура.
Вопросы для самопроверки
1. Какие особые достоинства имеет литий в качестве теплоно¬
сителя реакторного контура?
2. Какое место могут занимать диссоциирующие газы в каче¬
стве теплоносителей по сравнению с рабочими телами газотурбин¬
ных и паротурбинных циклов?
3. В каких случаях в газотурбинных циклах целесообразно
применять гелий, а в каких — смесь газов гелий-ксенон?
4. Какие эксплутационные и технологические достоинства в
качестве теплоносителя имеет эвтектический сплав натрий-калий?
3.4. Выбор основных размеров осевой
и центростремительной турбин
Турбина в составе ядерной энергоустановки является высоко¬
напряженным в тепловом и механическом отношении узлом, поэ¬
тому ее проектированию уделяется особое внимание. В настоящее
время считается, что в ЯЭУ мегаваттного класса будут применять¬
ся осевые турбины, в энергоустановках более низкой мощности
могут быть использованы турбины центростремительные.
211
3.4.1. Определение основных размеров
газовой осевой турбины
В наиболее простом случае в контуре реализуется цикл Брай¬
тона (рис. 3.4.1), состоящий из двух изобар (40Д - 1), (2ад - 3) и
двух адиабат (3 - 4ад), (1 - 2ад). Изобары соответствуют процессам
подвода и отвода тепла, адиабаты — процессам сжатия и расшире¬
ния. В реальном цикле процесс сжатия в компрессоре соответству¬
ет политропе (3—4), процесс расширения в турбине — политропе
(1-2).
Рис. 3.4.1. Циклы газотурбинной установки
(идеальный и реальный) [3-4-2]
Величины максимальной и минимальной температур в ма¬
шинном контуре должны быть известны. Уровень верхней темпе¬
ратуры определяет собой выбор конструкционных материалов, от
нижней температуры зависит площадь ХИ. Вместе они определя¬
ют собой величину термического КПД.
В проекте американской ЯЭУ полезной мощностью 10 МВт
(рис. 3.4.2) максимальная температура жидкометаллического теп¬
лоносителя была принята равной 1600 К, температура рабочего
тела на входе в турбину — 1500 К [3-6].
212
ю
i
Я
s
и
я
213
Рис. 3.4.2. Компоновочная схема транспортного КК для полета к Марсу [3-3-5]:
— два реактора (по 5 МВт-эл.); 2 — радиационная защита; 3 — пространственная р^иа; 4, 10 — i
ш основного холодильника-излучателя на тепловых трубах (площадь в плане 2722 м ); 5, 6 — Mai
топлазменные двигатели; 7,8 — солнечные панели; 9 — шесть баков с жидким водородом 7,6x19
11 — обитаемый модуль; 12 — двигатель модуля
Отмечается, что такая высокая температура требует примене¬
ния либо особо жаростойкого материала лопаток (возможно, кера¬
мики), либо их активного охлаждения. Описанная газотурбинная
установка включает в себя четыре действующих параллельно кон¬
тура со своими турбогенераторами.
В нижеприведенном примере, если не будет сделано специаль¬
ных оговорок, считается, что все наши расчеты и выводы относят¬
ся к одному из турбогенераторов полезной мощностью 2,5 МВт
(2500 кВт).
Порядок выполнения расчетов:
1. Общий КПД энергоустановки примем равным 20%. Тогда
тепловая мощность источника энергии (реактора) должна быть
равной N = 12500 КВт.
2. Выбираем температуры цикла Т1 и Т4 (точки 1 и 4 показа¬
ны на рис. 3.4.1).
Максимальную температуру 7^ примем равной 1065“С (для срав¬
нения в газотурбинной установке на гелии фирмы General Electric
общей мощностью 1000 кВт максимальная температура равна
1170°С [3-8]).
Температура Т4 определяется по формуле
Г4 =
(
4k “1
Я/,
+ 1
То,
(3.4.1)
где k = 1,67 — для одноатомных инертных газов; X\k = 0,8 (примем
таким КПД компрессора).
С прицелом на использование для охлаждения циркуляцион¬
ного коллектора холодильника-излучателя тепловых труб на
ртути нижнюю температуру Т3 примем равной 200°С (473 К) и по¬
лучаем Т4 = 800 К.
3. Расход рабочего тела (гелия) определим по формуле
G =
N
1 -
L V
(4hf~1)/k
T3^k~1)/k)
Л/г
(3.4.2)
где полезная электрическая мощность установки N = 2500 кВт;
Ср = 5180 Дж/кг кВт; Т1 = 1338 К; Т4 = 800 К; механический КПД
214
= 0,98; КПД электрического генератора = 0,95; КПД турби-
Ucv
ны Т|г = 0,9 (общий характер зависимости цт от отношения -т— по_
Сад
казан на рис. 3.4.3 [3-9], но максимальное значение КПД в соот¬
ветствии с рекомендациями из [3-5] принимаем более высоким,
т.е. равным 0,9). В той же книге отмечено, что нашему отноше-
Т3
нию — = 0,355 примерно соответствует оптимальное значение сте-
11
пени сжатия газа в компрессоре nk = 3.
Рис. 3.4.3. Зависимость окружного КПД Г)ц от — для ступеней
осевой турбины с различной степенью реактивности [3-9]
С учетом использования турбины со степенью реактивности на
среднем диаметре 0,5,предполагаемых потерь по тракту газа
65. = 0,94 (подразумевается, что на каждом из трех участков — на¬
греватель, холодильник, трубопроводы — они одинаковы и равны
0,98), получаем расход гелия G = 6,54 кг/с.
4. Выбираем окружную скорость [/ср на среднем диаметре тур¬
бины и осевую адиабатическую скорость Сад.
Для газовых турбин осевую скорость рекомендуется иметь в
пределах 140—170 м/с [3-10].
215
Для уменьшения габаритов турбины значение осевой скорости
выбираем максимальным: Сад =170 м/с. Высокому значению КПД
при степени реактивности турбины 0,5 соответствует отношение
Ucv
~7Л— = 0,8, поэтому U = 136 м/с.
С/ '■'Р
ад
5. Для определения среднего диаметра турбины задаемся
ср
значением частоты вращения п = 10000 об/мин, тогда
dcp = 60 Ucp/%n = 0,264 м. (3.4.3)
6. В соответствии с рекомендациями [3-10] средний диаметр
турбины должен быть в 5—6 раз больше, чем длина пера лопатки,
поэтому принимаем
1п - 0,048 м.
7. При этом наружный диаметр турбины (по концам лопаток)
dHap = 0>312 м-
8. Плотность гелия перед турбиной
р = ~г = 0,966 кг/м3. (3.4.4)
41 ®ср^ад
9. Давление гелия перед входом в сопловой аппарат турбины
определяем по уравнению состояния
р = р х R х Т, (3.4.5)
где R = 2078 Дж/(кг ■ К); Т = 1338 К. Получаем р = 26,8 • 105 Па.
10. Если подвод гелия от теплообменника к турбине осущест¬
вляется по магистралям диаметром 2г = 100 мм с толщиной стен¬
ки h = 2 мм, то максимальное (окружное) напряжение в каждой
из них определяется по “котельной” формуле:
а = ^ = 67 Н/мм2. (3.4.6)
Максимальное напряжение в корпусе турбины можно опреде¬
лить по той же формуле, имея в виду, что стенку корпуса можно
216
сделать, если это необходимо, более толстой, чем в основных маги¬
стралях.
11. Проходная площадь турбины в зазоре между сопловым ап¬
паратом и рабочим колесом
Fnp = lnndcp = 0,0398 м2. (3.4.7)
Для определения осевых размеров турбины необходимо вы¬
полнить ее газодинамический расчет с определением (для обеспе¬
чения выбранного значения Kk = 3) необходимого количества ее
ступеней, напорности и степени расширения газа в каждой ступе¬
ни. Здесь ограничимся замечанием, что вследствие некоторых фи¬
зических особенностей гелия (в частности, его низкой вязкости)
турбины, в которых он используется, являются обычно многосту¬
пенчатыми. То же относится и к гелиевым компрессорам. Компо¬
новочная схема газотурбинной установки мощностью 1000 кВт на
гелии показана на рис. 3.4.4 [3—4].
Рис. 3.4.4. Газотурбинная установка с ядерным реактором
полезной мощностью 1000 кВт:
1 — реактор; 2 — к радиатору; 3 — из радиатора; 4 — к реактору;
5 — электрогенератор; 6 — компрессор; 7 — турбина
217
3.4.2. Определение основных размеров
газовой центростремительной турбины
Согласно опытным данным, центростремительные турбины со
степенью реактивности = 0 имеют КПД на 8—12% ниже, чем
турбины с = 0,4...0,5. Снижение КПД с уменьшением pt вызва¬
но как более высоким уровнем относительных скоростей в рабо¬
чем колесе, так и возрастанием коэффициента потерь на рабо¬
чих лопатках, несмотря на уменьшение утечек. Наибольшее рас¬
пространение получили рабочие колеса со степенью реактивности
pf = 0,4...0,5 [3-13].
Максимальный КПД центростремительной турбины находится в
и1
диапазоне Г|г = 0,8...0,9 при оптимальном отношении —— = 0,6...0,7
Сад
(рис. 3.4.5).
Рис. 3.4.5. Зависимость значения максимального КПД
и,
от комплекса —
^ад
Применяются рабочие колеса полуоткрытого типа и с покрыв¬
ным диском (рис. 3.4.6). При применении колеса полуоткрытого
типа КПД ниже на 1—3% , однако возможно достижение больших
218
окружных скоростей — до 400 м/с, так как отсутствует дополни¬
тельная нагрузка от массы покрывного диска, а сами лопатки вы¬
полняют таким образом, чтобы в них отсутствовали напряжения
изгиба от действия центробежных сил [3-11, 3-12].
Рис. 3.4.6. Типы турбинных колес:
а — полуоткрытое; б — закрытое (с покрывным диском)
При проектировании центростремительной турбины стремят¬
ся к обеспечению пропорциональности высоты лопаток соплового
лопаточного аппарата I и ширины его межлопаточного канала а :
чем меньше I, тем меньше должно быть а. Межлопаточный канал
не должен быть слишком вытянутым, так как это неблагоприятно
сказывается на величине концевых потерь [3-13].
При расчете центростремительной турбины из технического
задания должны быть известны электрическая мощность генера¬
тора Иэл и КПД генератора (например, y\g = 0,95). Отсюда можно
получить потребную мощность турбины
NT = —— . (3.4.8)
ч*
С другой стороны, мощность турбины
N^ = LagGт\гр. (3.4.8а)
Из газодинамического цикла считаем известными температу¬
ру на входе в турбину Т1 (см. рис. 3.4.1) и степень расширения
тГгр (отношение давления на входе в сопловой аппарат турбины к
давлению на выходе из турбины)
219
(3.4.9)
Далее подсчитывается адиабатная работа турбины
k
k-1
RT,
1 -
(3.4.10)
где R — газовая постоянная рабочего тела.
По формуле (3.4.8а) определяется необходимый массовый рас¬
ход газа через турбину:
G =
iVT
■^ад^Т
и адиабатная скорость Сад
= (3.4.11)
Окружная скорость на входе в колесо:
Ul =
чСад/
ад
После определения окружной скорости необходимо проверить
условие прочности: значение U-^ не должно превышать 400 м/с.
Если скорость больше этой величины, необходимо уменьшить от-
ношение — или изменить газодинамические параметры (перепад
давлений и температуру).
Вариант А. Если известна частота вращения п в об/мин (или
ее значением задаются), то можно сразу определить входной диа¬
метр турбины:
U1
6^=60 —. (3.4.12)
1 кп
Вариант Б. Если частота вращения неизвестна, можно опреде¬
лить диаметр турбины, руководствуясь рекомендациями по выбо¬
ру оптимальных соотношений геометрических параметров [3-12].
220
Массовый расход газа через турбину
G = Рц'Сцд'-Рс» (3.4.13)
где С11Л — радиальная составляющая скорости на выходе из со¬
плового аппарата; рц — плотность газа на выходе из соплового ап¬
парата; Fc — площадь проходного сечения соплового аппарата.
Отсюда
G
Fc =
Рп'С11Я
Плотность газа на выходе из соплового аппарата
Ри
Рц =
RT
(3.4.14)
(3.4.15)
11
где pjj и Тц — давление и температура газа на выходе из сопло¬
вого аппарата,
Рц -Р1
1 -
'1ад
— RTl
k-1 1
k
k-i
(3.4.16)
С1ад — изоэнтропийная скорость газа на выходе из соплового ап¬
парата
С,
С1ад"
Ф
(3.4.17)
Здесь ф — скоростной коэффициент соплового аппарата (0,88...0,96).
Температура
Тп = ,
k+l 1
(3.4.18)
где — коэффициент действительной скорости истечения из со¬
плового аппарата
Ч = (3.4.19)
^1S — коэффициент изоэнтропийной скорости истечения из сопло¬
вого аппарата
221
hs = hs'11 ~ Pt *
(3.4.20)
где Xks — коэффициент условной изоэнтропийной скорости истече¬
ния из соплового аппарата
I - ^ад
(3.4.21)
здесь акр — критическая скорость звука,
RT<3-4'22)
Радиальная составляющая скорости на выходе из соплового
аппарата
Сцд = Ci sinai, (3.4.23)
где С!— скорость потока на выходе из соплового аппарата; (Xj —
угол потока на выходе из соплового аппарата (14°...20°)).
Степень реактивности
/ ~ \2
Pf=l"
откуда
С! = ^1-РгфСад.
Ф с
ад
(3.4.24)
Площадь проходного сечения соплового аппарата
Fc = ndcl, (3.4.25)
где dc — внутренний диаметр соплового аппарата; I — высота ло¬
паток соплового аппарата.
Задаемся значением высоты лопаток соплового аппарата и оп¬
ределяем его внутренний диаметр:
Как было отмечено выше, при проектировании центростреми¬
тельной турбины для уменьшения потерь необходимо придержи¬
ваться определенного соотношения между шириной межлопаточ¬
ного канала а и высотой лопаток соплового аппарата I [3-12]:
222
а
у = 0,5...1,2.
Определяем ширину канала по диаметру dc:
ndr
aU~ Zr, *
(3.4.26)
где Zc — число каналов в сопловом аппарате определяется по эм
пирической формуле [3-12]:
Определяем ширину межлопаточного канала (рис. 3.4.7):
а-йи sind} .
Проверяем соотношение у, и, если оно выходит за пределы за¬
данного диапазона, подбираем другое значение I.
Рис. 3.4.7. Схема для определения потерь в лопаточном
направляющем аппарате
223
Зная dc, можно определить наружный диаметр колеса <2Х:
dc = l,05...1,ld1.
По высоте соплового аппарата I можно определить высоту ло¬
патки на входе в колесо /к:
1К = 1...1Д/.
Зная наружный диаметр колеса d1 и окружную скорость на
этом диаметре, можно найти частоту вращения турбины — см.
формулу (3.4.12):
и1
п = 60 .
ndl
Вопросы для самопроверки
1. Чем отличается реактивная ступень турбины .от активной?
2. Почему турбины для космических ЯЭУ второго поколения с
гелием в качестве рабочего тела должны быть многоступенчатыми?
3. Какими двумя парами кривых на p-u-диаграме характери¬
зуется цикл Брайтона?
4. Чем ограничивается максимальная частота вращения рото¬
ра турбины?
5. Какой зависимостью связаны максимальная частота враще¬
ния ротора турбины и наружный диаметр рабочего колеса?
3.5. Конструктивные схемы турбоэлектрогенераторов
3.5.1. Турбогенераторы-компрессоры, ЯЭУ
Как отмечено в [3-14], до 1965—1966 гг. интерес к машинным
преобразователям был сосредоточен в основном на разработке па¬
ротурбинных преобразователей, работающих по циклу Ренкина и
использующих в качестве рабочих тел жидкий металл (ртуть, нат¬
рий, калий) или даутерм. На ряде отечественных фирм были спро¬
ектированы, изготовлены и испытаны турбины относительно не¬
большой мощности на парах ртути и калия. Позже вследствие
224
принципиальных существенных недостатков паротурбинных пре¬
образователей (конденсации пара в невесомости при его больших
расходах, коррозии и капельной эрозии конструкционных матери¬
алов под воздействием рабочих тел) и несмотря на то, что в одина¬
ковых интервалах температур они имеют более высокий КПД по
сравнению с газотурбинными, интерес разработчиков ЭУ особо
большой мощности сосредоточился в основном на газотурбинных
преобразователях.
В том же направлении велись работы за рубежом. Конструк¬
тивная схема блока турбогенератора-компрессора (ТГК) замкнутой
газотурбинной энергетической установки (ЗГТЭУ) мощностью до
160 кВт показана на рис. 3.5.1 (разработка фирм “Эйресерч” и
“Дженерал электрик”) [3-15].
Наружный диаметр колеса компрессора — 221 мм, колеса тур¬
бины — 255 мм, ротора генератора — 203 мм.
Ниже представлены основные параметры энергоустановки, в
состав которой включен блок турбокомпрессора-генератора, пока¬
занный на рис. 3.5.1.
Номинальная мощность, кВт
Диапазон мощности, кВт
Разность температур лития на выходе
из реактора и газа на входе в турбину, К
Рабочее тело замкнутого газотурбинного
контура
Температура газа, К:
на входе в турбину
на входе в компрессор
Частота вращения ротора ТГК, об/мин
КПД, %:
компрессора
турбины
генератора (электромагнитный)
ЭУ эффективный
Степень повышения давления в
компрессоре
Средняя температура поверхности ХИ, К
о
Площадь поверхности ХИ, м
Масса ХИ, кг
160
40—160
78
гелий-ксеноновая
смесь
1144
389
24000
87
92
94
31
1,9
278
410
2600
225
Рис. 3.5.1. Конструктивная схема турбокомпрессора-генератора мощ¬
ностью до 160 кВт (эл.):
1 — компрессор; 2 — тепловой мост; 3 — обмотка возбуждения;
4 — пакет железа статора; 5 — ротор генератора; 6 — турбина;
7 — стяжной болт; 8 — газовые опорные подшипники с шарнирной
установкой; 9 — диск упорного газового подшипника
В сборку теплообменных аппаратов и трубопроводов ЗГТУ
входят следующие устройства: теплообменник источника тепла
поперечно-проточного типа с круглыми оребренными трубками;
рекуператор (пластинчато-ребристый противоточный теплообмен¬
ник из нержавеющей стали); теплообменник поперечно-проточной
конструкции для отвода тепла от гелиево-ксеноновой смеси к ор¬
ганической жидкости.
На рис. 3.5.2 показана конструкция опытного ТГК, разрабо¬
танного в 90-х годах для СГТУ-10 (головная организация ИЦ
им. М.В. Келдыша), который предполагалось использовать на
международной космической станции “Мир-2” [3-16]. Рабочее
тело машинного контура — гелий-ксеноновая смесь. В качестве
источника тепловой энергии сначала рассматривался ядерный ре¬
актор, позже — солнечное зеркало с раскрывающимися лепестка¬
ми диаметром 8,3 м. Наружный диаметр колеса компрессора —
140 мм, колеса турбины — 134 мм. Три опытных образца ТГК
226
227
Рис. 3.5.2. Продольный разрез турбокомпрессора-генератора мощностью 10 кВт (эл.)
на газовых опорных подшипниках
были изготовлены и испытаны, но в целом проект не был реализо¬
ван. На рис. 3.5.3 приведена аналогичная конструктивная схема
ЗГТУ для геостационарного спутника.
Рис. 3.5.3. Ядерная замкнутая газотурбинная установка
геостационарного спутника мощностью 50 кВт [3-17, 3-18]:
1 — центростремительная турбина; 2 — центробежный компрессор
(ЦБК); 3 — генератор; 4 — турбо детандер; 5 — радиальные газодинами¬
ческие опоры; 6 — осевой подшипник; 7 — торцовые зубчатые муфты;
8 — стяжка; 9 — подводящий коллектор рубашки генератора;
10 — подводящий патрубок ЦБК
Проектная компоновочная схема турбокомпрессора-электроге¬
нератора для марсианского корабля показана на рис. 3.5.4 [3-17,
3-18]. Для такой высокой мощности (15 МВт эл.), как и в проекте
на рис. 3.4.4, разработчиками была выбрана схема с осевыми тур¬
биной и компрессором.
3.5.2. Турбины
Конструкции центростремительных турбин в составе турбо¬
компрессоров-генераторов показаны на рис. 3.5.1—3.5.3. Их ос¬
новными узлами являются корпус, выхлопное устройство, рабо¬
чие колеса и уплотнения. Рабочие колеса могут быть как открыто-
228
го, так и закрытого типа (с покрывным диском). Рабочие колеса
изготавливают методом точного литья по выплавляемым моделям
с последующей механической обработкой посадочных мест. Учи¬
тывая осевую протяженность центростремительного колеса турби¬
ны, установка колеса на валу осуществляется по двум цилиндри¬
ческим поверхностям.
Рис. 3.5.4. Компоновочная схема ядерной ЗГТУ мощностью 15 МВт
для марсианского корабля [3-17]:
ЯР — ядерный реактор; КВД — компрессор высокого давления;
КНД — компрессор низкого давления; ТОТ — теплообменник отвода
тепла; ТВД — турбина высокого давления; ТНД — турбина низкого
давления
Компоновочная схема осевой двухкаскадной турбины в соста¬
ве ядерной ЗГТУ высокой мощности показана на рис. 3.5.4. В
такой схеме для уравновешивания реактивного момента ротора
первого и второго каскадов турбины должны вращаться в разные
стороны. То же требование относится к роторам компрессора.
На рис. 3.5.5 представлен проектный чертеж стендовой четы¬
рехступенчатой турбины на парах калия.
Техническая характеристика турбины:
Мощность
Частота вращения
КПД
Расход РТ
Давление РТ на входе
Температура РТ на входе
1 МВт
24000 об/мин
0,8
3.4 кг/с
О
3.5 кгс/см
1340 К
229
'
- BlEiEl
B
«
VO
>>
a
E-
Ю «5
CO oil
к
^ M
E-< В
X H
Ф CJ
о и
a |
в I
& a
В
В
В
В
В
В
в
VO
a
>,
н |
в
В CO
M ..
О
4
В
о
н
о
1 —<
В Ч ...
>> S в
в g я
й ® £
Я Ф £н
3 й м
а в в
Я я В
I 2 В
В В
2 о
оо а га
.. g S
эЯ м а
Я 3 в
в в
в 5 I
£ I -
к ^ в
я S
в - 8
в 2 «
в - 3
а в
4 £ g
0 в 3
в а ч
^ cd
1 а
I В
N. В
0 М Л
>> °Я
в а в
a g в
S о g
« м я
1 в В
О) « о
»ч о в
х« £
0 в з
в u я
Ч о ц
1 3 га
я
оо в 5
>-ч Ю £
л в
* я
в
d
н
d
Я
Я
ф
я „
>» ft
Н о
§ *
ё I
St!
Я 5Я
d Я
и я
Ф tc
о
я
о
я
о
ч
W И м
со О 5Я
н О ф
| о,
В в v
а о, к
2 о I
В Е-t В
В о о
в а <р л
о га *« л
0 3 в В
g ч S 3
2 в в ,
«I i 1
g э в Oi
ч s
ё и
ops
1 « в в
Е- Я fct
о а я
N I Э w
0 Я
ft м
* в
1 в
в
о О
а
е ч
Р5 о
а х oq
Н м
ж СО
в
X
<о
о
О
ю
а
в
со В
. в
в
а
ч
о
в
ю
о
в
а
>* §
в I
* о
в
а з
ч а
о
в
о
>>
аа
а я
Ф
ч
я 2 |
Ь в
а Я S
в 1:0
в
« I оо
2 "v
й- °о .„
О ^ ’В
я о
h ® к
В J0
Е* Csq
в
а <м
и ^ ^ а
в ^ |
? 94 в В
О •«V
в в а I
о я 5 I
Я 3 S.
0 В В ^
g в S ^
а в а
§ а «
я I и
0) о
g С) 2
S «М Ф
ф ... Я
« в ч
1 п в
Ен га
й||
ft 5
■г Ен ft
03 CJ о
g >> Я
в I I
230
Подшипники и подпятник турбины четырехкамерные, работа-
о
ют на жидком калии (давление подачи РТ 4 кгс/см , температура
около 500°С). Турбина предназначалась для привода электрогене¬
ратора ЯЭУ типа SNAP-50 [3-19, 3-20].
Вопросы для самопроверки
1. Почему в некоторых турбинах рабочие колеса разных кас¬
кадов выполнены вращающимися в противоположные стороны?
2. Почему в условиях невесомости подшипники качения рото¬
ров не могут обеспечить длительного ресурса работы?
3. Для какой цели в конструкцию турбоэлектрогенератора
вводится система охлаждения обмоток?
4. Конструктивные приемы для передачи крутящего момента
от нагретой детали ротора к относительно холодной.
5. Принцип работы лабиринтного уплотнения.
3.6. Конструкция опорных узлов
Надежность и долговечность турбомашин и, в частности, тур¬
богенераторов космических энергетических установок в основном
определяется работоспособностью их подшипниковых узлов. Обес¬
печить требуемые ресурсы работы в 5... 10 и более лет могут толь¬
ко опоры с подшипниками скольжения, а также с активными
электромагнитными подшипниками.
Наиболее перспективно использовать в подшипниковых узлах
турбогенераторов рабочие тела, на которых работает основной кон¬
тур космической энергетической установки. Как известно, это
могут быть и жидкостные, и газовые теплоносители.
Подшипники скольжения подразделяются на два основных
типа: гидродинамические и гидростатические; по виду рабочего
тела эти подшипники скольжения делятся на подшипники с жид¬
костной смазкой и подшипники с газовой смазкой. Первая часть
термина — “гидро” — более общая и может относиться ко всем ра¬
бочим телам, хотя подшипники с газовой смазкой чаще называют
газодинамическими (газостатическими).
Принципиальная схема гидродинамического цилиндрическо¬
го подшипника показана на рис. 3.6.1. Подъемная сила в несущем
слое жидкости (или газа) создается при вращении шейки вала
231
(шипа), захватывающей (благодаря вязкости) смазывающую жид¬
кость и “загоняющей” ее в клиновидный (под действием действую¬
щей нагрузки) зазор между шейкой вала и вкладышем подшипни¬
ка (корпусом). При малой частоте вращения вал касается подшип¬
ника, т.е. имеет место так называемое “сухое” трение (сразу воз¬
никает серьезная техническая задача в области металловедения,
технологий, нанесения покрытий на контактирующие покрытия и
т.д.). При увеличении частоты вращения вала (0 он “всплывает” и
линия центров ОС^ поворачивается на угол ср в направлении вра¬
щения, при этом обеспечивается чисто жидкостное трение. Равно¬
действующая сил давления равна по величине, но обратна по на¬
правлению подъемной силе W подшипника.
Рис. 3.6.1. Схема гидродинамического цилиндрического подшипника
232
Расчет несущей способности подшипника представляет слож¬
ную инженерную задачу. Как правило, для тонких слоев жидкос¬
ти или газа уравнения Навье—Стокса “сворачивают” с помощью
уравнения неразрывности в так называемое уравнение Рейнольдса
[3-21]. Для нахождения функции распределения давления по
внутреннему тракту подшипника это уравнение интегрируется
при определенных граничных условиях. Затем, интегрируя полу¬
ченную функцию распределения давления по внутреннему тракту
подшипника, можно найти его несущую способность. Принято вы¬
делять два типа расчетных задач: прямую и обратную. В прямой
задаче по задаваемым геометрическим размерам подшипника,
частоте вращения вала, параметрам смазочного слоя рассчитыва¬
ется несущая способность в зависимости от относительного экс¬
центриситета шипа. В обратной задаче задается необходимая несу¬
щая способность подшипника и при фиксированной геометрии
подшипника, частоте вращения, параметрах смазочного слоя на¬
ходится относительный эксцентриситет, который определяет зна¬
чение минимального зазора Лт1п.
В первом приближении несущая способность гидродинамичес¬
кого цилиндрического подшипника может быть определена по
формуле из [3-22]:
W = ШФ , Па• с, (3.6.1)
1|Г р
СО — частота вращения вала, рад/с; — относительный зазор, й0 —
зазор при концентричном положении шипа в подшипнике, м; г —
радиус шипа, м; I — длина подшипника, м; D — диаметр под¬
шипника, м; Фр — коэффициент нагруженности подшипника, кото¬
рый может быть оценен по графику, приведенному на рис. 3.6.2
[3-22].
Цифрами обозначены кривые, соответствующие различным
теориям. Так, кривые 1 и 2 отражают гипотезу о том, что несущий
слой заканчивается в месте минимального зазора, т.е. при ф2 = 180°,
а кривые 3 и 4 — что несущая зона распространяется за мини-
и Л Л
мальныи зазор и заканчивается в том месте, где р = 0 и —= 0, при
йф
этом точки разрыва смазочного слоя и максимума давления распола¬
гаются симметрично относительно линии центров, давление же в
233
месте минимального зазора равно половине ртах. Вторая гипотеза
лучше согласуется с данными экспериментов.
Рис. 3.6.2. Расчетные параметры подшипника
(Пояснения приведены в тексте)
Для устранения перекосов и несоосностей целесообразно исполь¬
зовать самоустанавливающийся вариант подшипника (рис. 3.6.3).
1
Рис. 3.6.3. Вариант подшипника
с самоустанавливающимся
вкладышем:
1 — корпус; 2 — сферический вкла¬
дыш; 3 — вал; 4 — канавка для под¬
вода смазки к вкладышу; 5 — каме¬
ра подшипника
Однако за кажущейся простотой технического решения опор¬
ного узла турбогенератора с гидродинамическим подшипником
стоит целый ряд возможных ограничений и проблем. Во-первых,
это уже упоминавшая проблема пуска-останова, происходящего в
режиме “сухого” трения. Во-вторых, ограниченная несущая спо¬
собность при малых вязкостях рабочей жидкости и в особенности
для газовых сред, при этом для получения приемлемой несущей спо¬
234
собности необходимо обеспечить зазор h в диапазоне 10...20 мкм,
что для большинства турбомашин нереально.
В-третьих, роторные системы с гидродинамическими подшип¬
никами имеют ограничения по предельным частотам вращения,
связанные с их неустойчивостью из-за генерации в тонких слоях
жидкости или газа неконсервативных сил (это приводит к появле¬
нию интенсивных самовозбуждающихся колебаний).
Необходимость решения проблемы устойчивости привела к
появлению так называемых профильных или многоклиновых гид¬
родинамических подшипников. Схемы профильных реверсируе¬
мого и нереверсируемого гидродинамических подшипников приве¬
дены соответственно на рис. 3.6.4 и рис. 3.6.5, а исследованию во¬
просов устойчивости таких систем посвящена, например, [3-23].
Подшипник, показанный на рис. 3.6.5, обладает большим запасом
устойчивости, однако имеет недостаток, связанный с невозмож¬
ностью работы в реверсируемом режиме.
Рис. 3.6.4. Профильный реверсируемый подшипник:
Ак — окружная длина конфузорной части сегмента подшипника;
А0 — окружная длина цилиндрической части сегмента подшипника;
h0 — зазор в цилиндрической части сегмента подшипника;
К — область кавитации
235
Развитием конструкции “жесткого” варианта профильного
подшипника (рис. 3.6.5) является ле¬
пестковый многоклиновый гидро(газо)ди-
намический подшипник (ЛГП), схема ко¬
торого показана на рис. 3.6.6 [3-24].
Его несущая способность создаётся
при повышении гидродинамического дав¬
ления в клиновых зазорах между цапфой
3 и тонкими опорными элементами 2 —
лепестками, изготовленными из метал¬
лической ленты с антифрикционным по¬
крытием. Шарнирно закреплён-ные в
корпусе 1 лепестки упруго охватывают
цапфу. “Всплытие” ротора в подшипнике
происходит при линейной скорости 3—
10 м/с. На нижних лепестках с мини¬
мальной толщиной газового слоя давления в зазорах максималь¬
ны, на верхних с увеличенными зазорами — понижены. Разность
давлений формирует силу, вывешивающую ротор. Максимальные
давления, создаваемые в зонах минимального зазора, могут дости¬
гать 2...3 МПа.
Рис. 3.6.5.
Профильный неревер-
сируемый подшипник
(“жесткий" вариант)
Рис. 3.6.6. Лепестковый многоклиновый подшипник:
1 — корпус; 2 — рабочая часть лепестка; 3 — вал; 4 — элемент фик¬
сации лепестка
По мере увеличения частоты вращения ротора зазоры между
лепестками и цапфой возрастают. Прогибы лепестков соответству¬
ют величинам давлений в газовом слое, они максимальны в сред¬
ней части опоры и меньше вблизи торцов. Эта особенность ЛГП
приводит к уменьшению торцовых утечек, поэтому при равных за¬
зорах несущая способность ЛГП может быть выше, чем у газоди¬
намического подшипника с жёсткой поверхностью, а потери тре¬
236
ния ниже. Упругий пакет лепестков, образующий рабочий про¬
филь подшипника, участвует в формировании двух видов зазоров,
существующих в опоре одновременно: рабочего и монтажного. Ра¬
бочий зазор — зазор между несущей поверхностью лепестков и по¬
верхностью вращающейся цапфы (пяты) — устанавливается авто¬
матически, в нём формируется несущий газовый слой. Величина
рабочего зазора зависит от жесткости пакета лепестков, физичес¬
ких свойств газа, частоты вращения ротора. Тыльная часть ле¬
пестков образует с поверхностью корпуса подшипника монтажный
зазор. Величина монтажного зазора задаётся разработчиком и на
порядок превышает величину рабочего зазора. Ротор вместе с не¬
сущими газовыми слоем и пакетом лепестков имеет возможность
перемещаться в пределах монтажного зазора. Эта особенность ле¬
пестковых опор обеспечивает следующие преимущества:
- самоустанавливаемость, возможность компенсировать по¬
грешность изготовления и сборки роторного узла, а также
тепловых деформаций, что позволяет почти на порядок сни¬
зить точность изготовления по сравнению с “жёстким” ва¬
риантом газового подшипника;
- малую чувствительность к загрязнению рабочего газа. “Гря¬
зевая” частица, проходящая через рабочий зазор, отодвига¬
ет упругий лепесток, в отдельных случаях оставляя лишь
царапину на антифрикционном покрытии лепестка, не вли¬
яющую, как правило, на работоспособность опоры;
- практически неограниченную возможность по обеспечению
устойчивой работы ротора. Упругие лепестки при колебани¬
ях ротора деформируются и взаимно смещаются, образуя
зоны сухого трения, в которых эффективно рассеивается ко¬
лебательная энергия ротора. При оптимальном проектиро¬
вании опор ограничением для частоты вращения ротора яв¬
ляется лишь механическая прочность его элементов;
- высокую устойчивость к ударным и вибрационным нагруз¬
кам благодаря повышенной демпфирующей способности;
- высокую ремонтопригодность. Ремонт сводится к замене ле¬
пестков, что делает возможным быстрое восстановление
турбомашины после аварийной ситуации.
Наконец, следует учесть, что лепестковые опоры относятся к
классу газодинамических опор, т.е. не требуют расхода газа на
собственные нужды, экологически чисты и не загрязняют ни рабо¬
чий газ, ни окружающую среду.
237
Для определенного класса турбомашин перспективным явля¬
ется применение подшипников гидростатического типа (ГСП).
Схема радиального ГСП с постоянным дросселированием на входе
в камеры, которые выполнены на обойме подшипника прямо¬
угольными в плане, показана на рис. 3.6.7.
Эти опоры просты в изготовлении и обеспечивают высокую на¬
дежность изделий. Радиальный ГСП состоит из обоймы 1 с каме¬
рами 7, в которые через входные дросселирующие элементы 5 из
полости 6 под давлением насоса 8 попадает жидкость, и цапфы 2,
образующей с обоймой 3 и торцовыми 4 перемычками каналы, яв¬
ляющиеся выходными дросселирующими щелями.
При смещении цапфы относительно обоймы под действием на¬
грузки сопротивление выходных щелей у камер, на которые на¬
правлена нагрузка, возрастает, что приводит к повышению в них
давления. Одновременно сопротивление выходных щелей в диа¬
метрально противоположных камерах уменьшается, а давление в
них падает. Разница в давлении обеспечивает восстанавливающую
силу, которая уравновешивает нагрузку. При вращении цапфы к
гидростатической составляющей добавляется сила, обусловленная
гидродинамическим эффектом на перемычках подшипника. Такие
подшипники часто называют гидростатодинамическими или гиб¬
ридными, они представляют собой сочетание “чисто” гидростати¬
ческого с гидродинамическим подшипником скольжения.
Разработка методики расчета статических и динамических ха¬
рактеристик ГСП, в особенности гибридного типа, представляет
собой сложную инженерную задачу [3-23]. Простейшую оценку
статической несущей способности гибридного ГСП можно произ¬
вести по формуле:
W=p0D(m + ln)W, W = лIWy + Wx,
_ (3.6.2)
Wy = al» ^ = P2%.
где р0 — давление на входе в подшипник; D — диаметр вала
(шипа); т — осевая длина камеры; 1п — длина торцовой перемыч¬
ки; W — относительная несущая способность подшипника; Wх и
Wy — ее проекции на оси х и у. Зависимости коэффициентов и
(32 приведены на рис. 3.6.8 [3-23] для шестикамерного ГСП (при
238
ч
HZ=Q
lo
239
Рис. 3.6.7. Радиальный ГСП с постоянным дросселированием на входе в камеры:
обойма; 2 — цапфа вала; 3 — перемычка между камерами; 4 — торцовая перемычка;
— дросселирующий элемент; 6 — промежуточная полость; 7 — камера; 8 — насос
g
разных e); Ф — основной определяющий параметр ГСП, Е = т
Л0
относительный эксцентриситет шипа в подшипнике.
8=0.9
Рис. 3.6.8. Коэффициенты <Xj и р2> характеризующие
несущую способность подшипника
Коэффициент ах характеризует гидростатическую составляю¬
щую несущей способности без вращения, он имеет максимум по
параметру Ф.
Это объясняется тем, что при малых величинах Ф давления в
камерах ГСП ближе к р0 и примерно равны между собой даже при
£ —» 0 (диаметр дросселирующего элемента большой, радиаль¬
ный зазор Л0 очень мал).
При увеличении параметра Ф разница давлений в камерах
увеличивается, что ведёт к росту несущей способности. При боль¬
ших Ф (диаметр йдр мал, зазор Л0 велик) давления в камерах близ¬
ки к давлению на выходе из подшипника и примерно равны меж¬
ду собой.
Коэффициент Р2 характеризует составляющую несущей спо¬
собности при появлении вращения. Этот коэффициент растёт с
увеличением параметра Ф, однако рост сопровождается повыше¬
нием относительного расхода рабочей жидкости через подшипник
и снижением его экономичности. Следовательно, существует опти¬
240
мальное соотношение параметра Ф и эксцентриситета 8, при кото¬
ром несущая способность достигается при возможно малом расхо¬
де.
(XCOD&h
Безразмерный параметр сх = п- пропорционален частоте вра-
PohO
щения (&п — окружная длина осевых перемещений между камера¬
ми ГСП).
В случае использования в качестве рабочего тела газа подшип¬
ники скольжения гидростатического типа носят название газоста¬
тических. Схема радиального газостатического подшипника пока¬
зана на рис. 3.6.9 [3-24].
Рис. 3.6.9. Схема радиального газостатического подшипника:
1 — дросселирующие отверстия; 2 — рабочий зазор подшипника
Газ под давлением от внешнего источника давления подаётся
в рабочий зазор подшипника 2. В отличие от гидростатического
подшипника в газостатическом отсутствуют камеры (хотя это и
снижает его несущую способность), так как при их наличии в под¬
шипнике из-за сжимаемости смазки могут развиваться самовоз-
буждающиеся колебания по типу “пневмомолота”.
Все рассмотренные типы подшипников могут быть выполнены
не только радиальными (воспринимающими радиальные по отно¬
шению к оси ротора нагрузки), но и осевыми, т.е. воспринимаю¬
щими осевые по отношению к оси ротора нагрузки. Такие под¬
шипники часто называют подпятниками. На валу ротора турбома¬
шины обычно выполняется диск большего диаметра, который и
передает осевую силу на одну или другую сторону подпятника.
Узел осевого подшипника, как правило, выполняется двухсторон¬
ним. На рис. 3.6.10 приведена схема двустороннего гидростатичес¬
кого подпятника.
241
Рис. 3.6.10. Схема двустороннего гидростатического подпятника
Лепестковые газодинамические подшипники осевого и ради¬
ального типа входили в состав ТГК, показанного на рис. 3.5.2.
Перспективным направлением является также применение в
качестве опорных узлов турбомашин магнитных подшипников. Маг¬
нитные подшипники могут быть пассивными, выполненными на по¬
стоянных магнитах, и активными электромагнитными (АЭМП),
снабжёнными системой авторегулирования токов в обмотках. Опоры
на постоянных магнитах имеют низкую механическую прочность
и относительно малую несущую способность; в них отсутствуют
диссипативные силы, демпфирующие колебания ротора. Отсутст¬
вие у АЭМП перечисленных недостатков делает их весьма пер¬
спективными для решения задач турбостроения. Основной недо¬
статок АЭМП — наличие сложной электронной системы регулиро¬
вания — в определённой мере накладывает ограничения на сферу
их применения. В то же время достижения полупроводниковой
техники обеспечивают наряду с другими преимуществами АЭМП
и высокую эксплуатационную надёжность, и, как следствие, рас¬
ширение сферы их применения.
Действие АЭМП основано на принципе электромагнитной ста¬
билизации положения ферромагнитного тела, установленного с за¬
зором между диаметрально расположенными электромагнитами,
каждый из которых притягивает тело к себе (рис. 3.6.11) [3-24].
Ток регулируется электронной следящей системой, датчики
перемещения которой контролируют отклонение тела от положе¬
ния равновесия. Сигнал с датчиков усиливается, детектируется и
подаётся на усилитель мощности, который питает током обмотки
электромагнитов. При уменьшении зазора между телом и электро¬
магнитом индукция в зазоре уменьшается, и под действием резуль¬
тирующей силы тело возвращается в исходное положение. Для
242
обеспечения устойчивого равновесия тела в следящую систему до¬
полнительно вводят сигнал, пропорциональный скорости смеще¬
ния тела, а для увеличения статической жёсткости опоры — сиг¬
нал, пропорциональный интегралу от величины перемещения.
Рис. 3.6.11. Схема питания и управления электромагнитами,
расположенными вокруг ферромагнитного вала
Функциональная схема одного из каналов блока с токовихре¬
вым датчиком и АЭМП показана на рис. 3.6.11. Каждый канал
представляет собой автоматическую систему стабилизации по
одной координате. Токовихревой датчик выполнен в виде полуко¬
лец с обмоткой. Обмотки датчика включены по дифференциаль¬
ной схеме. Питание осуществляется от генератора синусоидально¬
го сигнала (ГСС) через согласующий усилитель (СУ). Амплитуда
243
переменного напряжения на выходе датчика несёт информацию о
смещении ротора. Заданное положение ротора соответствует рав¬
новесному состоянию моста. Изменение фазы переменного напря¬
жения на выходе предварительного усилителя (ПУ) соответствует
изменению направления движения ротора.
Для уменьшения сигнала, образующегося от наводок на дат¬
чике от силового магнита (СМ), после датчика ставится фильтр
высоких частот (ФВЧ). Усиленный сигнал, поступивший с ПУ,
вторично фильтруется ФВЧ2, поступает на фазочувствительный
выпрямитель (ФЧВ), решающий уравнение
ивых = w(x)(sign sinx) sin(x + ф). (3.6.3)
Функция sign (sinx) обеспечивается усилителем-ограничите¬
лем (УО). Он управляет ФЧВ через транзисторный ключ. Транзис¬
торный ключ переключает усилие ФВЧ с +1 на -1. С выхода ФЧВ
снимается выпрямленное пульсирующее напряжение, поступаю¬
щее на сглаживающий фильтр низких частот (ФНЧ).
Сигнал с ФНЧ корректируется звеном коррекции (КЗ) и по¬
ступает на два усилителя мощности (УМ). Ток управления с УМ
поступает в силовые магниты (СМ). УМ и СМ работают инвертно
по отношению к направлению перемещения ротора. Таким обра¬
зом, если ротор перемещается в определённом направлении от за¬
данного стабилизированного положения, ток появляется в той ка¬
тушке электромагнита, от которой ротор удаляется. В катушке,
по отношению к которой ротор приближается, ток остаётся без из¬
менений.
Вопросы для самопроверки
1. Общая классификация подшипников скольжения.
2. В чем различие газодинамических и газостатических под¬
шипников?
3. Почему в условиях невесомости ротор турбокомпрессора-ге¬
нератора целесообразно устанавливать на газовых опорных под¬
шипниках?
4. Какую функцию имеет подпятник ротора турбоэлектрогене¬
ратора?
5. Принцип работы активных электромагнитных подшипни¬
ков.
244
3.7. Холодильники-излучатели
для мегаваттных ЯЭУ
Для ЯЭУ особо высокой мощности — так называемых мега¬
ваттных ЯЭУ — в настоящее время исследуется возможность со¬
здания холодильников-излучателей, в которых отвод тепла в кос¬
мос происходит непосредственно с рабочего тела ЖМК, а именно
— капельные холодильники-излучатели [3-1]. В их основе лежит
генерация мелкодисперсной капельной пелены рабочего тела в
космическом пространстве, сброс с нее излучением тепла, затем
сбор капель и направление их снова в ЖМК ЯЭУ. Тем самым
может решаться задача защиты от метеорной опасности и сниже¬
ния массы конструкции холодильника-излучателя. Однако реали¬
зация такого способа охлаждения рабочего тела в космосе пред¬
ставляется достаточно сложной и в ближайшем будущем, по мне¬
нию многих специалистов, невозможна. Поэтому ниже кратко
рассматриваются только конструктивно-компоновочные схемы
ХИ на тепловых трубах.
3.7.1. Особенности ХИ для ЯЭУ
мегаваттного класса
Конструктивная схема ХИ, являющегося частью космическо¬
го корабля (проект), показана на рис. 3.7.1 — 3.7.3. Несмотря на
значительные “потери” площади ХИ из-за переизлучения, при
одной и той же величине сбрасываемой тепловой мощности такой
холодильник-излучатель имеет наименьшие продольные габариты
при сравнении плоского, трехлучевого и крестообразного в сече¬
нии [3-25, 3-8, 3-26].На продольной полой балке диаметром около
2 м с шагом от 10 до 12 м в двух взаимно перпендикулярных плос¬
костях установлены мачты-стойки из дюралюмина; в тех же плос¬
костях располагаются коллекторы циркуляционного контура, за¬
ключенные между прямой и обратной магистралями этого конту¬
ра. Прямые магистрали располагаются на расстоянии 150 мм от
продольной полой балки и связаны с ней поддерживающими обой¬
мами (на рисунках не показаны). Обратные магистрали находятся
на внешней стороне секций излучателя. В плоскостях, перпенди¬
кулярных оси балки, мачты-стойки поддерживаются вантами (рас¬
чалками). Концы вант закреплены на крестовинах мачт-стоек,
противоположные им — на рым-болтах, укрепленных на балке. В
245
Рис. 3.7.1.Часть ХИ, состыкованная с жилым, медицинским,
оранжерейным и резервными модулями.
Посадочный модуль не показан
Рис. 3.7.2. Часть холодильника-излучателя, состыкованная с жилым
и другими модулями. Показано вантовое крепление коллекторов
с тепловыми трубами к центральной силовой колонне.
Панели солнечных батарей размещены между секциями ХИ
246
Рис. 3.7.3, Вид на жилой и другие модули
со стороны холодильника-излучателя. Вантовое крепление
коллекторов с тепловыми трубами не показано
продольной плоскости крайние мачты-стойки поддерживаются
концевыми расчалками, а также дополнительными тягами. Для
поддержки коллекторов на каждой мачте-стойке укреплено по две
крестовины, концы крестовин соседних мачт связаны тягами, а
те, в свою очередь, с коллекторами. Все тяги и ванты должны
быть изготовлены из нагартованной стальной нержавеющей про¬
волоки диаметром от 3 до 4 мм.
Вантовое крепление коллекторов холодильника-излучателя
аналогично выполнению крепления металлических мачт на совре¬
менных яхтах. Система крепления легко поддаётся силовому мо¬
делированию и испытаниям в уменьшенном масштабе. Простран¬
ство внутри полой силовой балки может быть использовано как
резервное для различных грузов и оборудования. Оно может быть
разделено поперечными переборками с люками. Переборки целе¬
сообразно использовать как дополнительные секции радиацион¬
ной защиты.
247
Продольная полая балка состыкована из отдельных частей
длиной по 15 — 20 м. Они могут быть доставлены на околоземную
орбиту реально существующими средствами. Для сборки герме¬
тичных контуров ЯЭУ должны быть использованы специальные
полуавтоматические сварочные аппараты. Особой проблемой явля¬
ется разработка технологии заправки циркуляционного контура
теплоносителем.
Частота собственных колебаний продольной полой балки дли¬
ной около 150 м составляет доли герца, поэтому не должно возни¬
кать опасений возбуждения резонансных колебаний вследствие
наличия источников механических колебаний (турбомашин) на
борту космического корабля.
Ниже приведена таблица для оценки влияния формы ХИ на
его размеры и массу при одинаковой длине.
Влияние формы холодильника-излучателя
на его размеры и массу
Форма излучателя
НП/Н2
мп/м2
Плоская (п = 2)
1
1
Звездообразная
п - 3
0,770
1,15
п = 4
0,706
1,42
п = 5
0,680
1,70
п = 6
0,667
2,0
Здесь Н2 — поперечный габаритный размер (удвоенная высота
луча) плоского излучателя; Нп — поперечный габаритный размер
излучателя с числом лучей п; М2 — масса плоского излучателя,
М — масса излучателя с числом лучей п [3-8].
На рис. 3.7.1 и 3.7.2 приведен пример излучателя с числом
лучей п = 4. Заметим, что показанное размещение панелей солнеч¬
ных батарей нельзя признать удачным вследствие эффекта их по¬
догрева от секций ХИ. Целесообразнее при такой компоновке ус¬
танавливать панели более компактно и ближе к жилому и другим
модулям.
248
Вопросы для самопроверки
1. Какая форма холодильника-излучателя в космосе наиболее
эффективна: плоская; цилиндрическая; коническая?
2. Влияют ли выступающие части ХИ на его эффективность?
3. Какой ХИ имеет наименьшие продольные габариты при
сравнении плоского, техлучевого и крестообразного в сечении?
4. Почему для ЯЭУ мегаваттного класса считается целесооб¬
разным использование только ХИ на тепловых трубах?
5. Принцип работы капельных ХИ.
3.8. Тепловые трубы
3.8.1. Принцип работы и устройство тепловых труб
Тепловые трубы (ТТ) представляют собой устройства для пере¬
дачи тепла от некоторого источника к холодильнику путем ис¬
пользования для поглощения и выделения тепла фазовых перехо¬
дов рабочего тела, а для его перемещения — капиллярных сил [3-8].
Тепловая труба наиболее распространенной конструкции достаточ¬
но проста: на внутреннюю поверхность цилиндрического тонко¬
стенного корпуса нанесена капиллярная структура. После вакуу¬
мирования внутреннего пространства через заправочную трубку
(штенгель) вводится некоторое количество рабочего тела и корпус
герметизируется. В зоне подвода тепла (в испарительной головке)
происходит непрерывное испарение рабочего тела, пар за счет соб¬
ственной упругости распространяется по всей длине трубы и кон¬
денсируется в ее холодной части (в зоне конденсации) — рис. 3.8.1,
сконденсированная жидкость по капиллярной системе возвраща¬
ется в испарительную головку и т.д. Описанный процесс осущест¬
вляется благодаря различию в радиусах кривизны менисков жид¬
кости в капиллярах конденсаторного и испарительного участков
трубы. Максимальная кривизна менисков имеет место в начале
испарительной зоны трубы, а минимальная — в конце зоны кон¬
денсации [3-27].
В качестве фитилей могут использоваться различные материа¬
лы: однослойные и многослойные сетки, разнообразные пористые
структуры, проволока-путанка, канавки (продольные, поперечные,
спиральные) на внутренней поверхности корпуса трубы, перфори¬
249
рованные экраны и пр. В качестве теплоносителя используются
любые химически чистые материалы или соединения, находящие¬
ся в жидкой и паровой фазах при рабочей температуре трубы и,
как правило, смачивающие материал фитиля. При работе в усло¬
виях отсутствия массовых сил (в космосе) подводимое к трубе
тепло передается за счет теплопроводности через корпус трубы и
элементы фитиля теплоносителю.
Подвод тепла Отвод тепла
Рис. 3.8.1. Схема цилиндрической тепловой трубы:
1 — корпус; 2, 3 —жидкость в фитиле; 4 — пар
Устройства, подобные описанным, но не имеющие фитилей,
называются испарительными термосифонами (другое название —
трубы Перкинса). Возврат рабочего тела в испарительную зону
осуществляется в них за счет гравитационных сил.
3.8.2. Ограничения на перенос мощности
в тепловой трубе
Такие ограничения имеют следующие причины;
1) Поток пара может достигнуть звуковой скорости (обычно в
начале зоны конденсации).
2) Конкретная капиллярная структура может обеспечивать
циркуляцию конкретного теплоносителя только до определенного
количественного предела.
3) Унос жидкости из фитиля в паровой поток.
250
4) Вскипание жидкости в фитиле.
5) Вязкостный предел (может наступить вследствие потерь на
трение в паровом потоке).
6) Предел, обусловленный возможностями теплоотвода от на¬
ружной поверхности трубы в зоне конденсации.
Указанные ограничения должны учитываться при расчете или
подборе тепловых труб. Для конкретной трубы определяющим
фактором всегда оказывается только одно из перечисленных огра¬
ничений.
Ресурс работы тепловой трубы может ограничиваться также
коррозионной и механической стойкостью материалов трубы и фи¬
тиля, находящихся в контакте с испаряющимся и конденсирую¬
щимся теплоносителями.
В ряде случаев тепловые трубы работают при достижении ог¬
раничения мощности по теплоотводу. Причиной оказывается то,
что фактическая длина зоны теплоотвода может уменьшаться из-
за накопления в полости трубы неконденсирующихся газов. С дру¬
гой стороны, такой эффект специально используется в газорегули¬
руемых тепловых трубах (ГРТТ) [3-28].
3.8.3. Классификация тепловых труб
В основе классификации тепловых труб лежат следующие
признаки:
1) Назначение. Тепловые трубы находят применение в таких
разнообразных областях, как космическая и криогенная техника,
электроника, атомная энергетика, автомобилестроение, пищевая
промышленность и т.д. Можно ожидать, что этот перечень будет
расширяться. Конкретное назначение ТТ может быть очень разно¬
образным: отвод тепла, регулирование температуры, термостати-
рование узлов и деталей и т. п.
2) Температурная область применения. Принято выделять
четыре основных области применения тепловых труб [3-28]:
а) криогенные температуры;
б) умеренные температуры (230—500 К);
в) область повышенных температур (700—1500 К);
г) область высоких температур (свыше 1500 К).
Каждая из областей имеет свои особенности в отношении при¬
меняемых теплоносителей, материалов корпуса и фитиля, кон¬
струкции самого фитиля и других конструктивных особенностей.
251
В области умеренных температур теплоносители обладают обычно
низкой теплопроводностью, вследствие чего перепад температур
между испарителем и конденсатором оказывается сравнимым с
общим температурным уровнем трубы. В области повышенных
температур, как правило, применяются жидкометаллические теп¬
лоносители, что позволяет передавать тепловую энергию с на¬
именьшим перепадом температур.
3) Тип фитиля. Фитили могут изготавливаться из сеток, кото¬
рые маркируются особым образом. Например, в американском
стандарте АСТМ номер сетки соответствует числу меш — числу от¬
верстий (ячеек) на линейный дюйм (25,4 мм). Могут применяться
многослойные сетки и в этом случае наиболее оптимальной явля¬
ется структура фитиля, в котором слои выполнены не из одинако¬
вых сеток, а из сеток с различными ячейками. При этом размеры
ячеек должны уменьшаться в направлении от стенки трубы к ее
центру, что обеспечивает приемлемое гидравлическое сопротивле¬
ние для возвращаемой жидкости и одновременно не приводит к
слишком большому ее уносу потоком пара.
Фитильная структура может быть также образована продоль¬
ными капиллярными каналами в сочетании с накрывающей их
сеткой или только капиллярными каналами с трапециевидным
профилем, у которого меньшее основание обращено к центру
трубы. Такие каналы получаются после обжатия труб, в которых
сначала выполняются прямоугольные каналы. Фитильная струк¬
тура, образованная сочетанием капиллярных каналов с сеткой,
называется комбинированным фитилем. Его достоинством являет¬
ся то, что напор определяется сеткой, а гидравлическое сопротив¬
ление — сопротивлением продольных пазов.
В случаях когда обычные типы фитилей не обеспечивают нуж¬
ных характеристик ТТ (например, при высоких тепловых нагруз¬
ках или длинных трубах), целесообразно применение специаль¬
ных капиллярных структур. В них возврат теплоносителя из кон¬
денсатора в испаритель происходит по так называемым артериям
(рис. 3.8.2). Последние могут формироваться непосредственно из
сеток фитиля и размещаются в паровом канале.
4) Вид теплоносителя. Как было отмечено выше, выбор теп¬
лоносителя зависит от температурного диапазона, в котором долж¬
на работать тепловая труба. Для использования в космосе могут
быть рекомендованы такие жидкометаллические теплоносители,
как литий, цезий, натрий, калий, эвтектический сплав “натрий¬
252
калий”, ртуть, а также некоторые органические вещества, напри¬
мер, даутерм.
К Л
Рис. 3.8.2. Основные типы конструкции фитилей:
Простые фитили:
а — сеточный; б — спеченный; в — канавочный; г — пластинчатый;
д — гофрированный; е — артериальный;
Составные фитили:
ж — канавки, покрытые сеткой; з — кольцевой канал; и — цокольная
артерия; к — спиральная артерия; л — туннельный фитиль; м — моду¬
лярная артерия; н — артериальный пластинчатый фитиль
5) Особенности внешней конструктивной формы. Тепловые
трубы могут иметь самые разнообразные геометрические формы:
прямые, спиральные, кольцевые, разветвлённые, цилиндрическо¬
го, прямоугольного и других сечений (рис. 3.8.3). Прямая цилинд¬
рическая тепловая труба вследствие повышенной прочности и
удобства изготовления корпуса получила наибольшее распростра¬
нение.
Малая масса, отсутствие движущихся частей и необходимости
обслуживания, бесшумность, надежность в работе, способность ра¬
ботать как в невесомости, так и в гравитационном поле, отсутст¬
вие вспомогательных систем для поддержания циркуляции тепло¬
253
носителя и связанных с этим затрат энергии, простота конструк¬
ции — эти свойства позволяют утверждать, что тепловые трубы
могут быть эффективно использованы при решении задач теплопе-
реноса в самых различных областях техники [3-27].
Рис. 3.8.3. Варианты конструктивного выполнения тепловых труб:
цилиндрическая (а), звездообразная (б), кольцевая (в), гибкая (г),
спиральная (д), паровая камера (е); сильфонообразная (ж);
с разделенным конденсатопроводом и паропроводом (з)
В газорегулируемые тепловые трубы (ГРТТ) специально добав¬
ляется неконденсирующийся газ (обычно аргон). При расчете
ГРТТ считается, что существует четкая граница раздела пара ра¬
бочего тела и газа. Если в процессе работы плотность подводимого
254
теплового потока увеличивается, то граница раздела смещается
таким образом, что эффективная поверхность конденсации также
увеличивается. Это позволяет поддерживать наружную температу¬
ру конденсатора примерно постоянной. Для обеспечения нормаль¬
ной работы ГРТТ должны быть правильно выбраны количество,
первоначальное давление и температура газа [3-28].
3.8.4. Выбор размеров тепловой трубы
Выбор размеров ТТ представляет собой комплексную и доста¬
точно трудную задачу в связи с рядом ограничений, о которых го¬
ворилось выше. Для ее решения существуют специальные методи¬
ки [3-27, 3-30, 3-31, 3-32], соответствующие вычислительные про¬
граммы, а также упрощенные методы.
А. Расчет тепловой трубы по номограммам [3-29, 3-30]. Для
ряда жидкометаллических теплоносителей может быть использо¬
вана номограмма, позволяющая в первом приближении опреде¬
лить предельное значение теплового потока, передаваемого ТТ с
капиллярной структурой в виде продольных канавок.
Номограмма (рис. 3.8.4) состоит из шести вертикалей, на ко¬
торые нанесены характерные параметры ТТ, справа располагают¬
ся точки, соответствующие различным теплоносителям. На верти¬
кали 1 (их нумерация ведется слева направо) отложено отношение
длины ТТ к диаметру парового канала l/d, которым нужно задать¬
ся; на вертикали 2 — диаметр парового канала d, см — им также
нужно задаться заранее; на вертикали 4 и 6 нанесены шкалы мак¬
симальной мощности ТТ и температуры в зоне испарения Т°С со¬
ответственно (этой температурой также задаются). Через точки на
вертикалях 1 и 2 проводят прямую до пересечения с вертикалью 3,
через точку на вертикали 6 и точку, соответствующую выбранно¬
му теплоносителю, — прямую до пересечения с вертикалью 5. По¬
лученные на вертикалях 3 и 5 точки пересечения соединяют и на
вертикали 4 получают величину максимальной мощности тепло¬
вой трубы. На рис. 3.8.4 показано выполненное указанным обра¬
зом построение для трубы на калии с полученной мощностью
около 0,5 кВт. На рис. 3.8.5 приведена номограмма для определе¬
ния оптимальной ширины канавки капиллярной структуры. По¬
строение выполняется по уже известным величинам l/d, мощнос¬
ти Qmax и температуре Т°С в зоне испарения конкретного теплоно¬
сителя.
255
Рис. 3.8.4. Пример определения мощности калиевой трубы по номо¬
грамме (l/d — отношение длины ТТ к ее наружному диаметру; Qmax
— максимальная мощность ТТ; Т°С — средняя температура ТТ)
Б. Приближенное определение мощности тепловой трубы
аналитическим способом. Для определения теплопередающей спо¬
собности (мощности) относительно изотермичных труб, работаю¬
щих при отсутствии гравитационных сил, в [3-28] приводится
формула
2а
Q =
R{L
И)
(Би + 2LT + LK)
, 16рп
2КРжРф^ PudlFub
(3.8.1)
где а — поверхностное натяжение жидкости, Н/м; Б(БИ) — радиус
кривизны мениска жидкости в конце зоны испарения, м; LH, LT,
LK — длина испарительной, транспортной (адиабатической) и кон-
256
1
d
5
6
8
10
15
20
30
HP
50
60
80
100
150
200
300
m
500
Q
max
W0k6iji
50
■20
■Юкбт
5
2
1к6т
500
■200
ЮОкЬт
50
20
Юкбт
2r
opt
■10мм
8
6
■5
‘A
•5
2
1,5
1мм
.0,8 an
0,6 M
0,5 Sr,
OA
0,3 „
0,2 Cfl*
0,15
0,1 мм
0,08
Mv
£№
\m
T,‘C
300
m
500
Cs 600
700
800
•к m
1000
1200
1200
ma¬
im
•m
•Pb
Wt
•Li
1500
.1600
1700
1800
1300-
?nm,
Рис. 3.8.5. Номограмма для выбора размеров
капиллярной структуры тепловой трубы (ТТ):
2r opt — оптимальная ширина продольной канавки капиллярной струк¬
туры; остальные обозначения — см. рис. 3.8.4
денсационной зон соответственно, м; |Д. — динамическая вязкость,
Нс/м ; р — плотность, кг/м ; А. — теплота парообразования,
Дж/кг; К — проницаемость фитиля, м ; учитывает размер пор, их
извилистость и распределение, фактически представляет собой эф¬
фективную площадь поперечного сечения в пористом теле для
прохождения жидкости; F^, Fn — поперечное сечение фитиля и
парового канала соответственно, м2.
Индексы “п” и “ж” относятся к параметрам пара и жидкости.
На практике формулу (3.8.1) напрямую использовать весьма
затруднительно, так как она включает в себя некоторые взаимоза¬
висимые или заранее трудноопределимые величины, например,
длины различных зон ТТ, радиус кривизны мениска, поверхност¬
ное натяжение жидкости, зависящее опять таки от температуры и
257
т.д. В то же время она открывает возможность для анализа пара¬
метров ТТ и их взаимной зависимости.
В. Выбор диаметра тепловой трубы по максимальному теп¬
ловому потоку. В ряде случаев приближенную оценку мощности
ТТ можно делать по величине максимального теплового потока,
отнесенного к площади поперечного сечения трубы (см., напри¬
мер, табл. 3.8.1). В технической литературе рекомендуется прини¬
мать диаметр тепловых труб для космических холодильников-из¬
лучателей в пределах от 15 до 25 мм, а примерное отношение
длины к диаметру — от 15 до 50 [3-28, 3-29, 3-4].
Таблица 3.8.1
Некоторые свойства тепловых труб на ртути
Температура Ту
на входе в зону
испарения, °С
Давление
насыщенного
пара при Ту, мм
рт. ст.
Температура на
выходе из зоны
испарения, °С
Максимальный
осевой тепловой
2
поток, Вт/см
150
3,3
127
54
200
18,9
171
298
250
78,7
215
1174
300
255,0
258
3625
350
684,0
300
9299
400
1585,0
342
20668
3.8.5. Сведения по тепловым трубам
на ртути и на даутерме
Предполагается, что тепловые трубы на ртути и на даутерме
могут быть использованы в составе конструкций холодильников-
излучателей для ЯЭУ с турбинным контуром.
А. Тепловые трубы на ртути. В диапазоне от 200 до 400°С,
который можно считать достаточно характерным для низших тем¬
ператур циркуляционного контура, одним из наиболее подходя¬
щих рабочих тел можно считать ртуть [3-33]. Некоторые свойства
тепловых труб на ртути в ограниченном диапазоне температур
включены в табл. 3.8.1.
258
Специальные исследования показали, что после испытаний в
течение 10000 часов тепловой трубы из нержавеющей стали 347,
близкой по составу к стали 12Х18Н10Т, значительной коррозии
обнаружено не было. Температура при испытаниях изменялась
по определенной программе с максимальной передаваемой мощ¬
ностью до 1060 Вт. Длина трубы была 500 мм, наружный диаметр
15 мм, толщина стенки 1,25 мм. Фитиль состоял из трех слоев
сетки из стали 304 (также достаточно близкой по составу к стали
12Х18Н10Т) с ячейками размером 100 меш.
Перед испытаниями тепловая труба заполнялась ртутью в ко¬
личестве 177 г с добавкой магния и титана. Магний для кислорода
выполнял роль геттера, который очищает поверхность фитиля,
способствуя его смачиванию, а титан действует в качестве ингиби¬
тора, уменьшающего коррозию. Еще одна тепловая труба, изготов¬
ленная из тех же материалов, прошла ресурсные испытания той
же продолжительности (10000 часов) при температуре 330°С. Ее
размеры были: длина 300 мм, наружный диаметр 19 мм, толщина
стенки 0,9 мм. Загрузка чистой ртути составляла 122 г, количест¬
во магниевой проволоки — 0,01 г, титановой проволоки — 0,005 г.
Несмотря на некоторые проблемы, относящиеся к смачиванию в
мелкоячеистой структуре фитиля, испытания показали, что в диа¬
пазоне температур от 200 до 400°С тепловая труба с ртутью в каче¬
стве рабочего тела обладает превосходными теплопередающими
возможностями [3-33]. Основным недостатком ртути является ее
высокая плотность.
В. Тепловые трубы на даутерме. Даутерм является эвтекти¬
ческой смесью дифенила (СбН5С6Н5 — 26,5%) и дифенилового
эфира (С6Н5ОС6Н5 — 73,5%), имеет температуру плавления 12,3°С,
температуру кипения 258°С. Отличается низким давлением пара
(1/30—1/60 давления насыщения водяного пара при 200—400°С).
Заметное разложение даутерма начинается при температуре выше
400°С; он горюч, практически взрывобезопасен и при соблюдении
предосторожностей практически безвреден для человека [3-34].
Даутерм является конкурентом ртути в качестве рабочего тела
в тепловых трубах в диапазоне температур от 100 до 300°С, имеет
преимущество по плотности и нейтральным свойствам в отноше¬
нии возбуждения коррозии в фитильной системе и корпусе тепло¬
вой трубы, но проигрывет ртути по теплоемкости. Дополнитель¬
ные сведения о расчете тепловых труб, теплоносителях для них и
технологии изготовления и испытаний можно найти в [3-35, 3-36].
259
3.8.6. О расчетах на прочность и устойчивость
Для корпуса проектируемой тепловой трубы выполняются два
вида расчетов: на прочность под действием внутреннего давления
на рабочем режиме и на устойчивость на режиме вакуумирования.
Оба расчета выполняются аналогично тем, которые делаются для
тонкостенных цилиндрических оболочек.
Вопросы для самопроверки
1. Принцип работы тепловой трубы.
2. Основные части ТТ.
3. Какие бывают фитили ТТ?
4. Каким требованиям должны отвечать рабочие тела ТТ?
5. Теплопроводность корпуса ТТ должна быть высокой или
низкой?
3.9. Межконтурные теплообменные аппараты
Теплообменные аппараты (ТОА), применяемые в ЯЭУ, класси¬
фицируются по различным признакам. По виду реализуемого теп¬
лового процесса они подразделяются на те, в которых теплоноси¬
тель не изменяет своего агрегатного состояния, и те, в которых его
агрегатное состояние изменяется. В зависимости от функциональ¬
ного назначения, места в структуре ЯЭУ и других особенностей
ТОА имеют различные названия: регенераторы, рекуператоры,
конденсаторы, конденсаторы-испарители. В последних происхо¬
дит конденсация греющего и испарение нагреваемого теплоноси¬
теля [3-10].
В конструктивном отношении теплообменные аппараты ЯЭУ
весьма разнообразны. В целом они подразделяются на кожухот¬
рубные и пластинчатые.
3.9.1. Кожухотрубные теплообменники
Некоторые конструктивные схемы кожухотрубных ТОА пока¬
заны на рис. 3.9.1. Если давления одного и другого теплоносителя
близки по величине, то нагружение деталей будет зависеть от вы¬
бора схемы и разности температур теплоносителей. Недостатком
260
261
Рис. 3.9.1. Кожухотрубные теплообменники:
жесткого типа; б — с линзовым компенсатором на корпусе; в — с плавающей трубной доской;
! — с U-образными трубками; д — с П-образными трубками; е — с Z-образными трубками;
ж — с винтовыми змеевиками
ТОА жесткого типа, в котором трубные доски приварены к корпу¬
су, является то, что в нем отсутствует компенсация разности тем¬
пературного расширения корпуса и трубного пакета. Как правило,
продольная жесткость трубного пакета намного выше продольной
жесткости корпуса, поэтому основную часть нагрузки, возникаю¬
щей в трубном пакете из-за разности температурного расширения,
принимают на себя трубки наружного ряда. Вследствие этого
трубные доски теплообменника этого типа могут принимать
форму тарелочки, а трубки крайнего ряда в местах соединения с
трубными досками могут потерять герметичность. Необходимо
также иметь в виду, что на трубки крайнего ряда со стороны труб¬
ной доски действуют изгибающие моменты.
В ТОА с линзовым компенсатором этот элемент компенсирует
разность температурного расширения, но вследствие некоторого
разброса температур по радиусу трубного пакета осевые и изгиб-
ные напряжения в трубках все же имеют место. В ТОА с плаваю¬
щей трубной доской роль компенсатора температурного расшире¬
ния принимает на себя гибкий элемент (сильфон), связывающий
трубную доску с корпусом. Если перепад давлений на сильфоне
велик, то он делается многослойным (рис. 3.9.2,а). При существо-
а)
Рис. 3.9.2. Элементы конструкции кожухотрубных ТОА:
а — завихрители в трубках; б — соединение с сильфоном
262
вании опасности замерзания теплоносителя в полости вокруг
сильфона ее связывают дренажной трубкой с магистралью основ¬
ного контура. В ТОА с П-образными и Z-образными трубками ком¬
пенсация разности температурного расширения трубного пакета и
корпуса осуществляется за счет изгиба трубок на двух коротких
плечах. В теплообменнике с винтовыми змеевиками компенсация
осуществляется за счет их деформации в продольном направле¬
нии.
В ТОА с U-образными трубками необходимости компенсации
разности температурного расширения не существует.
Сами трубные доски могут изгибаться также вследствие раз¬
ности температур теплоносителей, которые их омывают. Этому из¬
гибу противодействуют трубки трубного пакета, особенно трубки
наружного ряда.
Соединение трубок с трубными досками осуществляется свар¬
кой или пайкой. В первом случае обычно вокруг отверстий под
трубки в трубной доске фрезеруются канавки, для того чтобы тол¬
щины свариваемых деталей были соизмеримыми. Сварка, как пра¬
вило, выполняется на сварочном автомате в среде аргона. Если
трубки очень тонкие (толщина стенки 0,2—0,5 мм), то применяет¬
ся электроннолучевая сварка. Завихрители в трубки с жидким теп¬
лоносителем вставляют для закрутки, т.е. для увеличения его пути
(рис. 3.9.2,а).
3.9.2. Пластинчатые теплообменники
На рис. 3.9.3 показаны (в плане) элементы профильных лис¬
тов пластинчатых теплообменников. Между соседними листами,
имеющими непрерывные штампованные гофры (вариант а), обра¬
зуются каналы для теплоносителя, условия течения в которых яв¬
ляются сходными с условиями поперечного обтекания пучка труб.
Для этого выштамповки в листах должны располагаться в опреде¬
ленном порядке [3-37].
Фрагмент листа с короткими выпуклыми и вогнутыми гофра¬
ми, направленными под углом друг к другу, показан на другом
рисунке (вариант б). Такой лист оказывается почти равнопрочным
по всем направлениям в своей плоскости, что может быть важным
при большой разнице давлений теплоносителей с двух сторон
листа. Отношение площади поверхности теплообмена к объему
263
2 3
теплоносителя в таких аппаратах составляет около 1500 м /м ,
что является высокоэффективной характеристикой.
5 - Б
б)
Рис. 3.9.3. Конструктивные формы элементов пластинчатых ТОА
3.9.3. Расчеты на прочность элементов ТОА
Ряд конструктивных элементов кожухотрубных ТОА проверя¬
ется на прочность. К ним относятся: корпус, трубные доски, труб¬
ки (в составе трубного пакета), сильфоны или “линзы”, которые
можно рассматривать как сильфоны, имеющие всего одну склад¬
ку. Кожухотрубные теплообменники применяются как теплотех¬
нические устройства очень давно, поэтому существуют весьма раз¬
264
нообразные подходы к оценке напряженно-деформированного со¬
стояния их элементов. Особое внимание уделяется трубным до¬
скам теплообменников жесткого типа, на которые действуют на¬
грузки со стороны трубного пакета вследствие разности темпера¬
турного расширения трубок и корпуса. С учетом реальных разме¬
ров конструкции и общепринятой классификации [3-38] трубную
доску следует рассматривать как пластину, максимальный прогиб
которой не превышает 1/5 ее толщины.
При оценке НДС трубной доски ее можно представить:
1) как пластину на простом упругом основании (в качестве уп¬
ругого основания рассматривается трубный пакет с силовой реак¬
цией, пропорциональной прогибу в каждой точке пластины). При
этом вместо реальной трубной доски рассматривается эквивалент¬
ная ей по жесткости сплошная пластина;
2) как пластину на обобщенном упругом основании, имеющем
не только силовую, но и моментную реакцию, пропорциональную
углу поворота в радиальной плоскости. Последний определяется
как угол между исходной срединной плоскостью пластины и каса¬
тельной к ее изогнутой срединной поверхности в рассматриваемой
точке;
3) как часть замкнутой жесткой системы трубная доска —
трубный пакет — трубная доска — корпус. Такой подход может
быть реализован, если использовать конечно-разностный метод
(метод сеток) [3-38]. Этот метод, обеспечивая достаточную для ин¬
женерных расчетов точность, является простым и наглядным.
На конкретном примере рассмотрим алгоритм решения зада¬
чи.
Исходные данные:
Кожухотрубный ТОА жесткого типа
Количество трубок в пакете
Закон перфорации в трубной доске квадратный
с шагом
Диаметр трубной доски
Размеры трубок
57
14,5 мм
140 мм
12x1 мм
Должны быть также известны температуры, коэффициенты
линейного расширения и модули Юнга материалов корпуса, труб¬
ной доски и самих трубок.
265
С учетом симметрии трубной доски достаточно рассмотреть
1/8 ее часть. На схеме (рис. 3.9.4) сетка, также имеющая шаг
X = 14,5 мм, нанесена так, что узлы ее совпадают с центрами от¬
верстий под трубки. Для описания изгиба трубной доски исполь¬
зуется уравнение Софи Жермен—Лагранжа
Э4Ж d4W Э4Ж д
Эя4 Эх2ду2 ду4 ^
(3.9.1)
где W — прогиб трубной доски; х, у — прямоугольные координа¬
ты; q — гидростатическая нагрузка; D — цилиндрическая жест¬
кость трубной доски.
Рис. 3.9.4. Часть трубной доски с наложенной на нее сеткой
С помощью оператора, показанного на рис. 3.9.5, уравнение
(3.9.1) в конечно-разностном виде записывается для каждой внут¬
ренней точки сетки, т.е. для точек с 1-й по 12-ю. Например, для
точки 11 такое уравнение имеет вид
21Wn - 8W10 - 8^8 + 2W7 + 2Wg + W5 + WY = X4. (3.9.2)
Для всех точек, кроме 12-й, цилиндрическая жесткость долж¬
на быть записана с учетом ее ослабления перфорацией, т.е. как
произведение фxlD. Коэффициент жесткости ф может быть подсчи¬
тан по формуле Миллера
Ф = ^4^, (3.9.3)
где А — площадь, очерченная контуром трубной доски; С — сумма
площадей всех отверстий.
266
1
Рис. 3.9.5. Конечно-разностный оператор для записи уравнения
Софи Жермен—Лагранжа ДА = -^ (А, — шаг сетки)
А4
В правых частях уравнения (3.9.2) гидростатическая нагрузка
Ni
представляется как qt ~ — , причем знаки сил N в каждой трубке
неизвестны. (Здесь i — номер узловой точки сетки и одновременно
трубки.)
При записи уравнений типа (3.9.3) необходимо учитывать, что
прогибы точек на краю трубной доски (на ее условной ступенчатой
границе) равны нулю, а прогибы точек, лежащих за ее пределами
(они обозначены латинскими буквами X, Y, Z, V, В), зависят от
принятых граничных условий: жесткое защемление или свободное
опирание (рис. 3.9.6). Вместо этих простых условий могут быть
учтены более близкие к реальным, т.е. углы поворота края труб¬
ной доски, зависящие от геометрических и механических пара¬
метров стыка трубной доски с корпусом и головкой теплообменни¬
ка [3-39].
Рис. 3.9.6. Граничные условия на краю трубной доски:
а — свободно опертой; б — жестко защемленной
267
Далее для каждой из одиннадцати трубок, лежащих в рас¬
сматриваемом секторе трубной доски, необходимо записать усло¬
вие совместности деформаций (рис. 3.9.4):
lti + 2Wi = ls,
(3.9.4)
где
Ntl0
lt = loat Ati + YT ;
Nsl0
*. = *o “.А*. + д* •
s s
Индекс t относится к трубкам, индекс s — к корпусу.
Наконец, составляется уравнение равновесия всей системы —
двух трубных досок, трубного пакета и корпуса (рис. 3.9.7):
(3.9.5)
Если в корпус ТОА включен линзо¬
вый компенсатор, то в правую часть пос¬
леднего уравнения необходимо включить
его деформационную характеристику,
выраженную через неизвестное пока уси¬
лие Ns.
Всего получается 24 (12+11+1) урав¬
нения, неизвестных также 24 (12 проги¬
бов в узловых точках сетки, 11 сил в труб¬
ках и 1 сила в корпусе). Качественно ре¬
зультаты расчета одного из конкретных
вариантов ТОА, в котором корпус имел
более высокую, чем трубный пакет, тем¬
пературу, в графическом виде показаны
на рис. 3.9.8. В рассмотренном примере
на границе трубной доски было принято условие жесткого защем¬
ления. Для трубных досок с гексагональным законом перфорации
нужно использовать соответствующие конечно-разностные опера¬
торы [3-40].
Рис. 3.9.7. Схема
для записи условий
совместности деформа¬
ций трубок и корпуса
268
Рис. 3.9.8. Качественная картина
расчета ТОА:
г — радиус трубной доски; Wt — прогиб
трубной доски (кривая 2); Nt — усилия в
трубках (кривая 1). В средней части труб¬
ной доски трубки сжаты, на периферии
растянуты, так как корпус горячее;
сам корпус сжат
Вопросы для самопроверки
1. Классификация теплообменных аппаратов по конструктив¬
ным формам.
2. Классификация кожухотрубных ТОА и их сравнение по
действующим на их детали нагрузкам.
3. Методы расчета трубных досок в составе ТОА.
4. Как учитывается снижение жесткости тубных досок из-за
наличия отверстий?
5. Какие допущения принимаются при расчете сильфонных
компенсаторов ?
Библиографический список
3-1. Коротеев АА. Капельные холодильники-излучатели кос¬
мических энергетических установок нового поколения. — М.: Ма¬
шиностроение-Полет, 2008. — 184 с.
3-2. Кузнецов ВА. Ядерные реакторы космических энергети¬
ческих установок. — М.: Атомиздат, 1977. — 240 с.
3-3. Справочник по авиационным материалам. Изд. 5-е / Под
ред. Туманова А.Т. Т. III. — М.: Машиностроение, 1965. — 632 с.
3-4. Фаворский О.Н., Фишгойт В.В., Янтовский Е.И. Основы
теории космических электрореактивных двигательных установок.
— М.: Высшая школа, 1970. — 486 с.
3-5. Квасников JIA., Латышев Л А., Севрук Д.Д., Тихонов В.Б.
Теория и расчет энергосиловых установок космических летатель¬
ных аппаратов. — М.: Машиностроение, 1984. — 331 с.
3-6. Melissa L. McGuire, Michael С. Martini, Thomas W.
Packard, John E. Weglian, James H. Gilland. Use of High-Power
269
Brayton Nuclear Electric Propulsion (NEP) for a 2033 Mars Round-
Trip Mission//AIP Conference Proceedings 813. Space Technology
and Applications International Forum — STAIF 2006. Ed. M. S. El-
Genk, pp. 222—229.
3-7. Куландин AA., Тимашев C.B., Атамасов В.Д. и dp. Основы
теории, конструкции и эксплуатации космических ЯЭУ. — Л.:
Энергоатомиздат, 1987. — 327 с.
3-8. Куландин АА., Тимашев С.В., Иванов В.П. Энергетичес¬
кие системы космических аппаратов. — М.: Машиностроение,
1972. — 427 с.
3-9. Овсянников Б.В., Боровский Б.И. Теория и расчет агрега¬
тов питания жидкостных ракетных двигателей. — М.: Машино¬
строение, 1971. — 540 с.
3-10. Гуров А.Ф., Севрук Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и про¬
ектирование двигательных установок. — М.: Машиностроение,
1980. — 320 с.
3-11. Овсянников Б.В., Боровский Б.И. Теория и расчет агрега¬
тов питания жидкостных ракетных двигателей. — М.: Машино¬
строение, 1986. — 370 с.
3-12. Епифанова Б.И. Компрессорные и расширительные ма¬
шины радиального типа. — М.: Машиностроение, 1984.
3-13. Давыдов А.Б., Кобулашвили А.Ш., Шерстюк А.Н. Расчет
и конструирование турбодетандеров. — М.: Машиностроение,
1986. — 230 с.
3-14. Энергетические установки космических аппаратов. Обзор.
— ГОНТИ-4, 1974. — 198 с.
3-15. Энергетические установки космических аппаратов. —
М.: Энергоиздат, 1981. — 222 с.
3-16. Международная космическая станция. Солнечная газо¬
турбинная установка — СГТУ-10 / Первое американо-российское
совещание по СГТУ. — М.: 22-24 сентября 1993 г., НИИТП, Рос¬
сийское Космическое Агентство.
3-17. Арбеков А.Н., Леонтьев А.И. Развитие газотурбинных ус¬
тановок в работах В.Л. Самсонова и их перспективы. Тез. докл. на
9-й Международной конференции в МАИ “Авиация и космонавти¬
ка — 2010”, 16—18 ноября 2010 г. — М.-СПб., 2010. С. 204, 205.
3-18. Каторгин Б.И., Архангельский В.И., Леонтьев А.И. и др.
Ядерная замкнутая газотурбинная энергоустановка геостационар¬
ного информационного спутника. Тез. докл. на международной
конференции “Ядерная энергетика в космосе — 2005” / Материа¬
270
лы научн.конференции, 1—3 марта 2005 г. — М.: ФГУП НИКИ-
ЭТ, 2005. С.18.
3-19. Гуров А.Ф., Сурнов Д.Н. Атлас конструкций двигатель¬
ных установок. 4.2. Преобразователи. — М.: МАИ — Гипронии-
авиапром, 1977. — 83 с.
3-20. Гуров А.Ф., Сурнов Д.Н., Демидов А.С. Описание к атласу
конструкций двигательных установок. Ч. 2. Преобразователи. —
М.: МАИ — Гипронииавиапром, 1977. — 92 с.
3-21. Коровчинский М.В. Теоретические основы работы под¬
шипников скольжения. — М.: Машгиз, 1959.
3-22. Чернавский СА. Подшипники скольжения. — М.: Маш¬
гиз, 1963.
3-23. Рабинович ЮА. Конструкция и проектирование под¬
шипников скольжения агрегатов ДЛА: Учебное пособие. — М.:
Изд-во МАИ, 1995.
3-24. Рабинович ЮА. Конструкция и проектирование под¬
шипников скольжения с газовой смазкой агрегатов ДЛА и ЭУ:
Учебное пособие. — М.: Изд-во МАИ, 1998.
3-25. Фаворский О.Н., Каданер Я.С. Вопросы теплообмена в
космосе. — М.: Высшая школа, 1972. — 280 с.
3-26. Демидов А.С., Гаврилова А.И. Комплекс теплообмен¬
ных аппаратов для ядерной энергоустановки высокой мощности
// Модернизация и инновации в авиации и космонавтике / Под
ред. Ю.Ю. Комарова — М.: Изд-во МАИ-ПРИНТ, 2011. С. 188 —192.
3-27. Ивановский М.Н., Сорокин В.П., Ягодкин И.В. Физичес¬
кие основы тепловых труб. — М.: Атомиздат, 1978. — 256 с.
3-28. Низкотемпературные тепловые трубы для летательных
аппаратов / Под ред. Г.И. Воронина. — М.: Машиностроение,
1976. — 200 с.
3-29. Романов А.В. Теория комплексной оптимизации проек¬
тирования космических аппаратов с ядерными термоэмиссионны¬
ми энергетическими установками. — СПб.: ООО НПО “Профессио¬
нал”, 2010. — 472 с.
3-30. Ван Андел Е. Теория тепловой трубки / Прямое преобра¬
зование тепловой энергии в электрическую и топливные элемен¬
ты. Информ. бюл. ВИНИТИ. Вып.7 (84). — М., 1969. С. 150—
157.
3-31. Дан П.Д., Рей ДА. Тепловые трубы; Пер. с англ. — М.:
Энергия, 1979. —272 с.
271
3-32. Чи С. Тепловые трубы. Теория и практика; Пер. с англ.
— М.: Машиностроение, 1981. — 207 с.
3-33. Деверолл. Ртуть как теплоноситель для тепловой трубы
// Тепловые трубы; Пер. под ред. Э.Э. Шпильрайна. — М.: Мир,
1972. С. 271—296.
3-34. Теплоносители органические. Большая Советская Эн¬
циклопедия, 2-е изд. Т. 42. — М.: БСЭ, 1956. С. 271—272.
3-35. Быстров П.И., Каган Д.Н., Кречетова Г.А., Шпиль-
райн Э.Э. Жидкометаллические теплоносители тепловых труб и
энергетических установок. — М.: Наука, 1988. — 263 с.
3-36. Ивановский М.Н., Сорокин В.П., Чулков БА„ Ягодкин И.В.
Технологические основы тепловых труб. — М.: Атомиздат, 1980.
— 160 с.
3-37. Демянко Ю.Г., Конюхов Г.В., Коротеев А.С. и др. Ядер-
ные ракетные двигатели. — М.: ООО “Норма-Информ”, 2001. —
413 с.
3-38. Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и обо¬
лочки. — М.: Наука, 1966. — 636 с.
3-39. Демидов А.С. Применение метода сеток к расчету на
прочность трубных досок теплообменников жесткого типа // Энер¬
гомашиностроение. 1968. № 3.
3-40. Панов Д.Ю. Справочник по численному решению диффе¬
ренциальных уравнений в частных производных. — М.-Л.: ГИТТЛ,
1950. — 183 с.
4. РАСЧЕТЫ НА ПРОЧНОСТЬ
МАШИННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
В этом разделе рассматриваются только вопросы расчетов на
прочность элементов турбин как наиболее напряженных в тепло¬
вом и механическом отношении лопаточных машин, а также рас¬
четы на критические обороты роторов.
4.1. Прочность дисков газовых турбин
А. Осевые турбины. Наряду с рабочими лопатками диски газо¬
вых турбин являются наиболее ответственными элементами кон¬
струкции ротора. Для них характерны высокая окружная ско¬
272
рость (до 400 м/с), высокая температура и значительный темпера¬
турный градиент вдоль радиуса диска.
На рабочем режиме в диске возникают следующие напряже¬
ния:
- растяжения от центробежных сил самого диска, а также от
центробежных сил лопаток, установленных на ободе диска;
- изгиба от газовых сил, действующих на лопатки в осевом
направлении, а также от центробежных сил масс лопаток и
масс самого диска в случае их асимметрии относительно
срединной плоскости диска;
- температурные, возникающие при неравномерном нагреве
диска вдоль радиуса и по толщине;
- кручения от момента газовых сил, действующих на лопатки
в плоскости вращения диска.
Кроме того, в связи с высоким уровнем температуры снижает¬
ся механическая прочность материала диска.
Наибольшие напряжения от центробежных сил соответствуют
режиму максимальной частоты вращения ротора. Температурные
напряжения меняются в процессе работы турбины по мере прогре¬
ва диска вдоль радиуса и по толщине. Расчеты показывают, что
изменение температуры по радиусу диска носит нелинейный ха¬
рактер. Наибольший перепад температур в зависимости от разме¬
ров и массы диска достигается через 40...70 с после начала рабо¬
ты, а затем уменьшается. В современных конструкциях турбин
максимальный перепад температур вдоль радиуса диска составля¬
ет 250...400°С. Значительно меньший температурный перепад воз¬
никает по толщине диска. Лишь в случае охлаждения диска с
одной стороны максимальная разность температур может дости¬
гать 80...10СГС. Если диск охлаждается с двух сторон или вообще
не охлаждается, можно с достаточной для инженерных расчетов
точностью считать, что диск нагрет равномерно.
Основными составными частями дисков любой разновидности
являются: обод, ступица и полотно. Сюда же можно отнести раз¬
личные элементы для соединения диска с валом и между собой в
случае многоступенчатой турбины.
На ободе диска размещаются устройства для закрепления ра¬
бочих лопаток. Конфигурация обода зависит от конструкций этих
устройств и формы проточной части. Обод диска создает дополни¬
тельные нагрузки на полотно диска, поэтому его размеры необхо¬
димо проектировать возможно меньшими.
273
Во многих случаях диски выполняются с центральным отверс¬
тием. Необходимость отверстия и его размеры определяются об¬
щей компоновкой турбины. Наличие отверстия нежелательно.
Оно снижает несущую способность диска, в зоне отверстия возни¬
кает концентрация напряжения. Для устранения отрицательного
эффекта контур отверстия усиливается — делается утолщение,
или развивается ступица, с плавным переходом от полотна диска к
краям ступицы. В дисках турбин, особенно при больших размерах
отверстия, ступица может значительно увеличить массу диска.
Основной частью диска является полотно. Оно соединяет обод
и ступицу. Геометрическая форма полотна определяет распределе¬
ние напряжений вдоль радиуса диска.
Полотно диска может быть постоянной толщины или иметь
профилированную в меридиональном сечении форму. Диски по¬
стоянной толщины применять нежелательно, так как они оказы¬
ваются наиболее тяжелыми.
Профилированные диски могут быть коническими, гипербо¬
лическими и равного сопротивления.
Существуют два основных подхода к расчету дисков на проч¬
ность — анализ прочности диска известного профиля или опреде¬
ление оптимального профиля диска с учетом ограничений на ха¬
рактеристики прочности материала.
В соответствии с первым подходом для диска с заданными гео¬
метрическими размерами и заданным материалом условие его
прочности проверяется по двум критериям — по местной прочнос¬
ти и несущей способности (по разрушающей частоте вращения).
Запас прочности по местным сопротивлениям оценивается от¬
ношением предельного напряжения, выдерживаемого данным ма¬
териалом при известной температуре, к наибольшему эквивалент¬
ному напряжению, действующему в наиболее опасном сечении:
Надежность диска не может оцениваться запасами прочности
по местным напряжениям, она зависит от обширности зон пласти¬
ческих деформаций. Оценка прочности диска в этих случаях про¬
изводится сравнением разрушающей нагрузки с действующей.
Разрушающей принято называть такую нагрузку, при которой
пластическая область охватывает весь диск и его несущая способ¬
ность полностью исчерпывается.
274
Запасом прочности по разрушающей нагрузке называть отно¬
шение
К = Р/Р(й, (4.1.1)
где Pg— разрушающая нагрузка; Ры— действующая нагрузка при
максимальной рабочей скорости рабочего колеса.
Запас прочности по разрушающей нагрузке должен лежать в
пределах 1,8...2,3 или определяться отраслевыми нормами.
В случае неудовлетворения хотя бы одного из этих двух усло¬
вий необходимо изменить геометрию диска (главным образом раз¬
меры,характеризующие его профиль) или применить другой кон¬
струкционный материал.
Второй подход предполагает целенаправленное достижение та¬
кого профиля диска, при котором обеспечивается минимум его
массы при условии выполнения ограничений на местную проч¬
ность и несущую способность, а также конструктивных и техноло¬
гических ограничений. Решение подобной задачи — задачи опти¬
мального проектирования — возможно лишь при использовании
ЭВМ и эффективных вычислительных алгоритмов.
Расчет местной прочности диска связан с определением напря¬
женного состояния в любой точке диска. Составим соответствую¬
щую расчетную схему путем введения следующих гипотез и допу¬
щений относительно свойств материала, геометрии диска и прило¬
женных к нему нагрузок:
- материал диска упругий, изотропный;
- диск тонкий, толщина h и ее изменение малы по сравнению
с наружным радиусом Rn диска (h/RH 1);
- диск симметричный относительно своей срединной плоскости;
- напряжения изгиба и кручения, которые, как правило, зна¬
чительно меньше других, не учитываются;
- внешние нагрузки (от лопаток на внешнем диаметре и от на-
прессовки диска на вал на краю центрального отверстия) рас¬
пределены равномерно по толщине диска и по его окружности;
- температура изменяется только по радиусу.
С учетом введенных допущений можно считать, что в тонком
осесимметричном диске под воздействием внешних нагрузок воз¬
никают радиальное и окружное нормальные напряжения, соответ¬
ственно Стд и Gg (рис. 4.1.1).
275
Рис. 4.1.1. Элемент диска с приложенными нагрузками:
Од — напряжение в радиальном направлении; 00 — напряжение
в окружном направлении; оДл — напряжение от лопаток (лопаточная
нагрузка); Дн — наружный радиус диска; h — толщина диска;
dR — элемент диска
Определение этих напряжений является основной задачей при
расчете местной прочности диска. Следует отметить, что такая за¬
дача является весьма сложной и статически неопределимой. Точ¬
ное определение напряжений oR и о0 возможно лишь для некото¬
рых частных случаев профилей дисков, а именно для дисков по¬
стоянной толщины, конического диска и диска равного сопротив¬
ления. В высокооборотных турбинах такие диски практически не
применяются, так как в них не обеспечивается необходимая проч¬
ность. Условия прочности, а также конструктивные и технологи¬
ческие требования приводят к тому, что реальные конструкции
дисков могут иметь профили довольно сложных форм — с резки¬
ми изменениями толщины в районе обода и ступицы, с различны¬
ми законами изменения толщины полотна. Кроме того, неравно¬
мерный нагрев диска по радиусу приводит к соответствующему
изменению модуля Юнга Е и коэффициента линейного расшире¬
ния ос, которые зависят от температуры.
276
Существуют приближенные инженерные методы расчета дис¬
ков произвольного профиля, которые позволяют определить на¬
пряжения в нем с требуемой для практических расчетов точнос¬
тью. Наибольшее практическое применение получили методы ко¬
нечных разностей, двух расчетов, интегральный и кольцевых эле¬
ментов [4-1]—[4-4].
Метод конечных разностей обеспечивает приемлемую точность
расчетов и, кроме того, удобен при расчете на ЭВМ. В то же время
одним из самых распространенных является метод кольцевых эле¬
ментов, который также удобен при расчетах на ЭВМ, отличается
большей точностью и простотой. Названные методы дают возмож¬
ность определить распределение напряжений вдоль радиуса R
диска, т.е. в одномерной постановке. Во многих случаях реальные
условия работы турбин таковы, что существует неравномерное
распределение температуры материала диска не только вдоль ра¬
диуса, но также по толщине и по окружности. Кроме того, акту¬
альной является задача определения напряжений в диске с учетом
концентрации напряжений, например, в местах соединения диска
с лопатками, резкого изменения толщины в области отверстий в
полотне диска и т.п. Такие задачи можно решить лишь в трехмер¬
ной постановке. Эффективным методом их решения является ме¬
тод конечных элементов, который позволяет реализовать на ЭВМ
математические модели, значительно приближающиеся к реаль¬
ному объекту расчета. В то же время решение задачи в одномер¬
ной постановке имеет свои достоинства, например, позволяет бы¬
стро оценить напряженно-деформированное состояние диска на
этапе эскизного проектирования изделия. Предпочтительным при
этом является метод кольцевых элементов.
В соответствии с данным методом диск произвольного профи¬
ля разбивается кольцевыми сечениями на участки. Каждый такой
участок рассматривается как кольцевой элемент постоянной тол¬
щины, средней между толщинами на границах участка. Считается
также, что в пределах одного участка температура изменяется
вдоль радиуса по линейному закону, а модуль Юнга Е и коэффи¬
циент линейного расширения а принимаются постоянными, рав¬
ными их средним значениям в пределах участка. Пример разбие¬
ния диска на кольцевые элементы дан на рис. 4.1.2.
В основу метода кольцевых элементов положены две формулы
расчета напряжений в диске постоянной толщины, которые могут
быть получены путем решения дифференциального уравнения ра-
277
w
R
At
Рис. 4.1.2. Схема разбиения диска на участки
и распределение напряжений (радиальных и тангенциальных се)
и температур t по радиусу R
диальных перемещений для бесконечно малого элемента диска
(рис. 4.1.1):
Е
ае “ 1 ..2
1-М'
Е
°Д " ■, ..2
1-М'
(1 + М)С^ + —2^~ ^2 1 2ц)Д +
R
+ Вш( 1 + Зр)Я2 - ort(l + ц) ;
■ (1 + С2 + Bt(2 + |i)J? +
R
+ Вт(3 + |i)i?2 - otf(l + ц) .
(4.1.2)
(4.1.3)
Здесь
1 1 1 + ц2 ?
Bt = g a(l + |i)a; Bw = - g a £— pco2,
где a — коэффициент линейного расширения; |l — коэффициент
Пуассона; о = At/AR; Сх и С2 постоянные интегрирования.
Постоянная С2 определяется из условия, что в начальном сече¬
нии i напряжения cR и о0 известны:
278
с2 = (О» - О») ^2Г ^ 1 + В„в}. (4.1.4)
Расчет эквивалентного напряжения производится по формуле
аэкв = + °г _ °еаг- (4-1.5)
При разбиении кольцевыми сечениями на участки для сужаю¬
щейся части диска должно выполняться условие т-— < 1,3, а для
hi+1
расширяющейся части в месте перехода от полотна к ободу — ус¬
ловие —— <1,3. Радиальное напряжение gRji на внешнем радиусе
ni
диска (контурная нагрузка) от действия центробежных сил лопа¬
ток и замковой части диска задается. Графическое изображение
расчетной модели диска показано на рис. 4.1.3.
Рис. 4.1.3. Графическое изображение расчетной модели диска:
Сл — лопаточное напряжение; Н — толщина диска на периферии;
Ht — текущая толщина диска; 1?д — радиус диска; Rt — текущий радиус
диска; сотах — максимальная частота вращения
Кривая изменения температур по радиусу диска заменяется
ломаной линией, так как в пределах участка изменение темпера¬
279
туры считается линейным. Напряжения вычисляют последова¬
тельно, от сечения к сечению, задавая напряжения в исходном се¬
чении. При этом могут иметь место два случая:
а) для диска с центральным отверстием gRo = 0 или gRo = -р,
где р — контактное давление натяга; ст0о задается произвольно;
б) для диска без центрального отверстия gRo = о0о = а0 зада¬
ется произвольно.
Сначала вычисляются приращения напряжений на первом
участке, а затем определяются напряжения на внешнем радиусе
первого участка. После этого находятся напряжения в начале вто¬
рого участка. Так, последовательно вычисляются напряжения во
всех сечениях, в том числе на внешнем контуре диска. Поскольку
напряжения в исходном сечении задавались произвольно, то необ¬
ходимо провести второй расчет. Задаемся новым (произвольным)
значением ао и вычисляем все напряжения.
Перед расчетом диска (любым методом) необходимо опреде¬
лить лопаточную (контурную) нагрузку.
Расчет контурной нагрузки производится по формуле
°Нл ~
Рп +
П 3
(4.1.6)
где Рп — сумма центробежных сил перьев лопаток; Р3 — сумма
центробежных сил замковых соединений (хвостовиков лопаток и
выступов дисков); Рд — площадь периферийной цилиндрической
поверхности диска, через которую передаются на диск центробеж¬
ные силы Рп и Р3.
Силы Р_, Р_ и площадь F„ рассчитываются по формулам:
П 3 д
(4.1.7)
где z — число лопаток; FK — площадь корневого сечения пера лопат¬
ки; ок — напряжение в корневом сечении пера лопатки, создаваемое
центробежными силами (см. раздел “Напряжения в лопатках”);
Л. = (4.1.8)
где т„ — масса кольца, образованного замковыми соединениями
3
лопаток с диском; i?3 — радиус инерции кольца замковых соеди¬
280
нений; Wmax — максимальная угловая скорость вращения диска,
рассчитываемые следующим образом:
Б. Центростремительные турбины. Расчет дисков таких тур¬
бин имеет свои особенности. У рабочих колес турбин лопатки рас¬
полагаются на боковой поверхности диска. Под действием центро¬
бежных сил масс диска и лопаток, нагрева диска по радиусу и раз¬
ности температур лопаток и диска в колесе возникает совместная
упругая деформация лопаток и диска. В тех случаях, когда лопат¬
ки расположены на одной стороне диска, в нем, помимо растяги¬
вающих, возникают изгибные напряжения. В результате напря¬
жения Од и а0 на стороне диска, где размещены лопатки, могут
значительно (в два—три раза) превышать напряжения на свобод¬
ной стороне диска. В связи с этим точный расчет такого колеса на
прочность очень непрост.
Приближенный расчет может быть выполнен методом кольце¬
вых элементов аналогично расчету диска осевой турбины. При
этом жесткость лопаток, т.е. их способность воспринимать нагруз¬
ки, не учитывается. Масса лопаток считается присоединенной к
диску и распределенной равномерно по его поверхности. Эта при¬
соединенная масса при вращении колеса будет создавать добавоч¬
ную центробежную силу, влияние которой на напряжения может
быть учтено условным увеличением плотности материала колеса
для каждого сечения диска. При наличии покрывного диска счи¬
тается, что он не оказывает влияния на напряжения в основном
диске.
Таким образом, элементарное кольцо высотой dR, выделенное
на радиусе R, имеет массу
(4.1.9)
к п.
шах
Ю,
шах
30
(4.1.10)
(4.1.11)
281
или
dm =
1 +
f^cp
2nRh
(4.1.12)
v
где p — плотность материала диска; z — число лопаток; h — тол¬
щина диска; Ъ — хорда лопатки; б„^ — средняя толщина лопатки.
Отсюда можно определить так называемую приведенную плот¬
ность материала колеса:
пр
1 +
zb&
ср
2п Rh
(4.1.13)
С введением понятия приведенной плотности появляется воз¬
можность использовать при расчете напряжений в диске метод
кольцевых элементов; при этом необходимо для каждого сечения
диска вычислить значение рпр.
4.2. Напряжения в лопатках
При работе осевой газовой турбины в ее рабочих лопатках воз¬
никают следующие статические напряжения:
- растяжения от центробежных сил масс самой лопатки и
бандажа;
- изгиба от воздействия на лопатку газовых сил;
- изгиба от центробежных сил масс лопатки и бандажа;
- кручения от центробежных масс лопатки;
- кручения от газовых сил.
Под действием вибраций в пере лопатки возникают также ди¬
намические напряжения изгиба и кручения, а в связи с ее нерав¬
номерным нагревом по сечению — температурные напряжения.
Соотношение между значениями указанных напряжений за¬
висит от режима работы турбины. В момент запуска на каждую
лопатку действуют в основном газовые силы, которые в общем
случае вызывают изгиб и кручение пера. Обычно при определе¬
нии напряжений принято рассматривать лопатку как консоль¬
ный стержень, жестко заделанный в диске. Наличие газовых сил
приводит к изгибу лопатки. Кручение лопатки под действием га¬
зовых силвозникает в том случае, если с центром жесткости G не
совпадает центр парусности Е — точка приложения равнодейст-
282
вующей газовых сил (рис. 4.2.1). В выполненных конструкциях
напряжения изгиба от газовых сил в корневых сечениях лопаток
с^ = (2...6)Ю7 Па. Напряжения кручения от газовых сил значи¬
тельно меньше, и их обычно не учитывают при расчете лопатки.
Рис. 4.2.1. Схема приложения крутящего момента
от газовых сил к перу лопатки:
G — центр жесткости; Е — центр парусности; hp — расстояние между
центром жесткости и центром парусности; ^ ДРГ — равнодействующая
газодинамических сил; Мкр — крутящий момент
Температурное поле лопатки турбины в процессе работы мо¬
жет изменяться: происходит прогрев лопатки, определяемый тем¬
пературой, давлением и скоростью газа, омывающего лопатку; оно
определяется также наличием охлаждения, свойствами материа¬
ла, конструкцией лопатки, степенью парциальности турбины. С
увеличением частоты вращения ротора начинают возрастать на¬
пряжения от центробежных сил — их наибольшие значения соот¬
ветствуют режиму максимальной частоты вращения. Напряжения
растяжения от центробежных сил являются наиболее опасными,
так как могут достигать значений (15... 18) 10 Па.
Изгиб лопатки под действием центробежных сил возникает в
том случае, когда центры масс отдельных сечений по ее длине не
совпадают с осью R, которая проходит через центр масс корневого
сечения (рис. 4.2.2). В этом случае при вращении турбины центро¬
бежные силы масс лопатки стремятся совместить линию центров
ее масс с осью R, т.е. возникает изгибающий момент с составляю¬
щими и , изгибающими лопатку в плоскостях соответст-
венно Rqy и Rqx'
283
Рис. 4.2.2. Изгиб лопатки под действием центробежных сил:
dm — масса элемента; dPc — центробежная сила от dm;
dMXc и dMyc — составляющие изгибающего момента по осям X и Y
Особенностью воздействия на лопатку изгибающего момента
от центробежных сил является то, что он приводит к изгибу в на¬
правлении, противоположном направлению изгиба под действием
газодинамических сил. Поэтому изгиб лопатки от центробежных
сил обычно рассматривается как полезный фактор, позволяющий
уменьшить напряжения изгиба в ней от газодинамических сил.
Кручение лопатки под действием центробежных сил проис¬
ходит в том случае, если линия центров масс ее сечений представ¬
ляет собой пространственную кривую. Такую лопатку можно рас¬
сматривать как естественно закрученный стержень, в поперечных
сечениях которого при растяжении наряду с продольной силой и
изгибающим моментом действует крутящий момент. Данная кар¬
тина нагружения характерна для лопаток реактивных турбин, ко¬
торые имеют относительно большую длину, выполняются с пере¬
менным профилем по высоте и могут иметь закрутку, соответст¬
вующую выбранному закону профилирования пера. В активных
турбинах с относительно короткими лопатками (длина пера не
более 30 — 40 мм) площадь их сечения постоянна по высоте, а
линия центров масс представляет собой прямую. В лопатках та¬
ких турбин напряжения кручения от центробежных сил практи¬
чески отсутствуют.
После выхода турбоагрегата на установившийся рабочий ре¬
жим по мере нагрева лопаток распределение температуры по сече¬
284
нию становится более равномерным, что приводит к снижению
температурных напряжений. Кроме указанных напряжений от
статических нагрузок, лопатки испытывают дополнительные на¬
пряжения при быстром изменении теплового режима по времени
(“тепловой удар”), а также от механических колебаний пера ло¬
патки (особенно при резонансе). Основным источником колебаний
лопатки является неравномерность потока газа по окружности
проточной части турбины, что вызывает периодическое изменение
действующих на лопатку газовых сил и как следствие — ее вы¬
нужденные изгибно-крутильные колебания. Особенно опасны ре¬
зонансные колебания лопатки, которые имеют место при совпаде¬
нии частот собственных и вынужденных колебаний лопатки и ха¬
рактеризуются резким увеличением амплитуды колебаний.
У лопаток с закруткой пера возникает взаимное влияние раз¬
личных видов напряжений. Так, например, на кромках лопатки с
большой закруткой может появиться напряжение сжатия от цент¬
робежных сил.
Определяя для какого-либо сечения каждое из этих напряже¬
ний,можно найти суммарное напряжение в наиболее нагруженной
точке выбранного сечения. Обычно находят напряжения в корне¬
вом сечении, рассматривая лопатку как консольную балку, жест¬
ко заделанную в диске.
Расчет напряжений в лопатках осевых компрессоров и газо¬
вых турбин ведется одинаковыми методами. Допускаемые напря¬
жения вследствие применения разных материалов, естественно,
будут различными.
А. Напряжения растяжения от центробежных сил. При рас¬
чете напряжений лопатку принято рассматривать как упругую
консольную балку, жестко закрепленную на диске (рис. 4.2.3).
При этом пользуются системой прямоугольных координат R, X, У.
Ось R перпендикулярна оси вращения и проходит через центр
масс корневого сечения лопатки. Ось X совпадает с осью враще¬
ния и направлена в сторону потока газов. Ось У перпендикулярна
плоскости ROX, причем положительное направление выбирается
так, чтобы при повороте оси У в направлении вращения лопаток ее
положительная часть совместилась с положительной частью оси R.
Введем следующие обозначения для размеров лопатки:
RK, RB, Rcp — радиусы соответственно корневого, внешнего и
среднего сечений лопатки;
hn — полная высота лопатки, h„ = R-R„ ;
Jl Л UK
285
Рис. 4.2.3. Расчетная схема лопатки:
dPc — центробежная сила элемента лопатки площадью F; F — площадь
сечения лопатки в сечении dR; Рб — центробежная сила от элемента
бандажа лопатки; Лл — высота лопатки; RK — радиус корневого сечения
лопатки; RB — радиус внешнего сечения лопатки;
R — текущий радиус лопатки
h — текущее значение высоты лопатки, отсчитываемой от
корневого сечения;
FB, FK — площади внешнего и корневого сечений лопатки;
г — число лопаток;
р — массовая плотность материала.
Рассмотрим лопатку, вращающуюся вместе с диском вокруг
оси с угловой скоростью 0). Площадь сечения F лопатки на теку¬
щем радиусе R определяется ее профилем (рис. 4.2.4).
Центробежная сила от массы dm. бесконечно малого элемента
будет равна
dPc- Rw2dm, (4.2.1)
или, с учетом
286
dm = р FdR,
(4.2.2)
6
Рис. 4.2.4. Профиль лопатки в произвольном сечении:
Ь — хорда лопатки; Л — прогиб лопатки; 5 — толщина лопатки
dPc = р U>2FRdR. (4.2.3)
Центробежная сила части лопатки от радиуса R до вершины
лопатки RB
R
В
Рс = рсо2 J FRdR. (4.2.4)
R
Окончательное определение центробежной силы зависит от за¬
кона изменения площади сечения лопатки F по ее длине.
Если лопатка имеет постоянное сечение по высоте (F = const),
то центробежная сила отсеченной части лопатки
R
В
Рс = ро)2Е J RdR, (4.2.5)
R
или, после интегрирования и подстановки пределов,
2 К - R2
рс = рсо2F -V— •
(4.2.6)
Если на периферии лопатки установлен бандаж, то центробеж¬
ная сила от его массы, приходящаяся на одну лопатку,
.2
^сб =
тбДвС0
(4.2.7)
где тб — масса бандажа; z — число лопаток.
287
Тогда центробежная сила отсеченной части лопатки с учетом
бандажа
2 Rl~R2 m6Rb со2
Рс = рЛ в2 + б/ .
(4.2.8)
Очевидно, что максимальное напряжение в этом случае будет
иметь место в корневом сечении, т.е. при R = RK
р 2 р2
г, 2 т-1 КЪ~Кк
Рстах - РЮ 2 ’
где FK — площадь лопатки в корневом сечении.
В то же время
(4.2.9)
Rl~Rl
2 =Дср"л-
(4.2.10)
Площадь и минимальный момент инерции поперечного сече¬
ния лопатки при заданных значениях хорды 6 и толщины 8 и про¬
гиба средней линии h определяются по приближенным формулам:
F = 0,765;
J = 0,04б5(82 + h2).
(4.2.11)
Распределенная нагрузка, передающаяся на периферию диска
от лопатки, имеет размерность напряжения:
Р
стах
ар ~ F
к
(4.2.12)
Следовательно, максимальное напряжение от лопатки с банда¬
жом
m6RBco2
°р ~ Rcp^n + 2р »
*тах к
(4.2.13)
от лопатки без бандажа
о = рсо2Д Лл.
*тах
(4.2.14)
288
Лопатки с постоянным поперечным сечением по высоте из-за
больших напряжений, получающихся при больших окружных
скоростях, не применяются (иногда их используют в тихоходных
осевых компрессорах). Чтобы снизить напряжения, лопатки дела¬
ют с уменьшающейся по высоте площадью поперечного сечения.
Характер изменения площади сечения лопатки при различных за¬
конах профилирования приведен на рис. 4.2.5.
Рис. 4.2.5. Изменение площади
поперечного сечения лопаток при
различных законах профилирования:
FK — площадь сечения лопатки
в корневом сечении; FB — площадь
сечения лопатки во внешнем сечении;
а — коэффициент пропорциональнос¬
ти; q — показатель степени;
/гл — высота лопатки
Если площадь поперечного сечения изменяется по закону
F = FK-ahn, (4.2.15)
где а — коэффициент пропорциональности, определяемый из вы¬
ражения
а = ——— , (4.2.16)
К
где q — некоторый показатель степени, то элементарная центро¬
бежная сила
dP = рсо2(Fk - afcjKHj + hn)dhR. (4.2.17)
289
Полная центробежная сила лопатки
I
п
р = р^2!(рк-аК)(Е1+к)ак=
о
- рсо
F h R -ahq+1
к л ср л
(я
1 К \1
1 + л
q+1 9+2
/-1
(4.2.18)
Для лопаток осевых компрессоров принимают линейный
закон изменения площадей (q = 1) или степенной, где q = 0,5—0,6;
в лопатках газовых турбин всегда q = 0,5—0,6.
Напряжение, приходящееся на периферию диска от лопатки,
рассчитывается аналогично напряжению в лопатке постоянного
сечения:
Р
стах
С_ — —^— .
р F
к
Используя формулы (4.2.11) и подставляя в них значения Ь,
8 и ft для корневого, среднего и периферийного сечения, получим
площади F„, Fm, F„ и минимальные моменты инерции J„, ,
к ср и *■ к ср
Jn этих сечений. Аппроксимируем изменения геометрических ха¬
рактеристик поперечных сечений лопатки по ее длине степенны¬
ми зависимостями:
т = fk
J(Z) = JK
1 - а
1 -d
(г Л
ч л
К
V >
/
( 2 Л
р >
Нл
V ^
/
(4.2.19)
(4.2.20)
где г — радиальное смещение текущего сечения относительно кор¬
невого сечения:
1 11
а = 1 “ 7Г »
FK
_ lg(cl)
q~ lg2 ’
290
(4.2.21)
cl =
d-1-
P =
lg(c2)
lg2
Используя эти формулы, можно построить графики F(z) и J(z).
Далее следует произвести расчет геометрических характеристик
нескольких поперечных сечений, равномерно расположенных по
длине лопатки, начиная с корневого сечения и заканчивая пери¬
ферийным сечением.
Напряжение, создаваемое в i-том сечении лопатки центробеж¬
ными силами, можно выразить в виде интегрального соотноше¬
ния
а(2г) =
pto Г
F{Zi) J
1 2.
I
F(z)(RK + z)dz.
(4.2.22)
После подстановки функции F(z) и интегрирования получим
рсо Л -F г , л
<**!> = F(z ) Г(1)" J(Z4 (4-2‘23)
Pi*}
где
(
/(1) = RK
i(*) = RK
1 - a
L?+iЛ
a
q+1
+ Л.
+ hr
( x2
J9+2
2 a q+2
У s
(■г ^
2 ° q+2 ,
2 =
V
p — плотность материала лопатки; со — максимальная угловая
скорость вращения рабочего колеса; а и q — безразмерные пара¬
метры, входящие в формулу.
291
Для расчета напряжения в корневом сечении получим
Б. Напряжения изгиба от газодинамических сил. На изгиб ра¬
бочие лопатки рассчитываются на режиме максимального расхода
рабочего тела. Газодинамические силы, действующие на лопатку,
можно представить в виде интенсивностей нагрузок Рхи Ру, отне¬
сенных к единице длины лопатки и действующих на лопатку в на¬
правлении указанных осей (рис. 4.2.6).
Рис. 4.2.6. Расчетная схема лопатки при определении напряжений
RK— радиус лопатки в корневом сечении; RB — радиус лопатки во
внешнем сечении; R — текущий радиус лопатки; (В — частота враще¬
ния диска; dR — элемент лопатки на выбранном радиусе; Рх и Ру —
составляющие газодинамических сил по осям X и У
Из газодинамического расчета турбины известны:
- проекции скоростей газа на ось, совпадающую с осью враще¬
ния вала, и на ось, перпендикулярную ей, с1а, с1и, с2а, с2и;
изгиба от газовых сил:
292
- окружная скорость лопатки на данном радиусе и;
- плотность газа р1 и р2;
- давление газа и р2.
Здесь индексом “1” отмечены величины, характеризующие со¬
стояние газа на входе в рабочее колесо, индексом “2” — величины
на выходе.
Интенсивность нагрузки на радиусе R определяется по форму¬
лам:
2 kR 2iiR
Рх =— (Pi - Pi) -if Pi Cla(C2a - Cie);
P~- PlClo(C2u "
(4.2.25)
У
гг
где е — степень парциальности турбины.
Зная интенсивности распределенной нагрузки Рг и Р71, можно
X у
определить изгибающие моменты Мх относительно оси ОХ в плос¬
кости ROY и М относительно OY в плоскости ROX в корневом се-
У
чении лопатки, где они максимальны. Элементарные моменты в
корневом сечении
dMx = Py(R - RK)dR,
dMy = PX(R - RK)dR.
(4.2.26)
Полные изгибающие моменты в корневом сечении
dMx = J Py(R - RK)dR,
RK
(4.2.27)
R
В
dMy = J PX(R - RK)dR.
В случае коротких лопаток приближенно можно считать, что
интенсивность нагрузки на среднем радиусе лопатки
293
r
(4.2.28)
Px = n
7? + R
rhJC
(P
1 _ P2 ) +
cp cp
la
- c
?P_ -
ze h „
2aJ
£t_
"MClu ~C
p cp
2u )
CP
где mT — секундный расход рабочего тела турбины, кг/с.
В случае активной турбины -Р1ср ~ Р2ср’ т0ГДа выражение для
Рх упрощается:
рх =
a - С2а )
_ср_
zeh„
ср
(4.2.29)
С учетом усреднения Pv и Р„ изгибающие моменты относи-
X у
тельно осей ОХ и OY выразятся следующими зависимостями:
М^ = Р
(Дв - Щ
X * у 2
М„ = Р
(Rn - Kf
у х 2
(4.2.30)
В общем случае напряжения изгиба лопатки определяются
так же, как напряжения при пространственном изгибе стержня,
т.е. относительно главных осей инерции. Для этого необходимо
определить положение главных осей и найти моменты газовых
сил относительно этих осей.
Профиль поперечного сечения лопатки реактивной турбины
изображен на рис. 4.2.7.
Главные оси инерции проходят через центр тяжести сечения,
причем приближенно можно считать, что ось £ параллельна хорде
и направлена от передней кромки профиля к задней, а ось Г| пер¬
пендикулярна оси ^ и направлена от корытца к спинке профиля
сечения лопатки. Моменты газовых сил относительно главных
осей инерции
294
Рис. 4.2.7. Геометрические характеристики лопаток с реактивным
и активным профилем:
Ъ — хорда лопатки; h — прогиб лопатки; 8 — толщина лопатки;
Мх и Му — изгибающие моменты относительно осей X и У;
£, и Т| — главные оси инерции; р — угол между осью X и главной
осью инерции £
М^ = Мх cos|3 + Му sinP,
= Мх sinP - Му cosp.
(4.2.31)
В профиле поперечного сечения лопатки активной турбины в
связи с малыми углами установки активных лопаток можно счи¬
тать р = О, тогда
М^ = МХ; Мц = -Му. (4.2.32)
Напряжение изгиба в любой точке сечения
Мх. Мп
= —j Л + -р- £, (4.2.33)
*4 Jr\
где Jk, J^ — главные моменты инерции поперечного сечения, м4;
Г| — координаты точки относительно главных осей, м.
Напряжения изгиба необходимо определять для точек сече¬
ния, наиболее удаленных от главных осей. Такими точками про¬
филя являются точки А(^а,Г|а); В(^в,г\в); С(^с,т|с) (рис. 4.2.7). В
точке А всегда имеется растягивающее напряжение, а знак напря-
295
жений в точках В и С зависит от соотношений между значениями
моментов М^ и моментов инерции J^ и
Обычно в турбинных лопатках главные моменты инерции се¬
чений связаны соотношением J^ > (10...15)J^, в то время как зна¬
чения изгибающих моментов имеют один и тот же порядок. Поэ¬
тому напряжение изгиба в произвольной точке можно приближен¬
но определить по формуле
°h=jV (4-2.34)
Для коротких лопаток интенсивность нагрузки Ру приближен¬
но считается постоянной по их высоте и определяется из условия
М
кр.т
= PyKRC^-
С другой стороны, мкр т
— , откуда
to
NT
Ру~ <°Vcp2e'
(4.2.35)
где Мкр т — крутящий момент на валу турбины; Нм; iVT — мощ¬
ность турбины, Вт.
При расчете напряжений в лопатке необходимо знать геомет¬
рические характеристики ее сечения, такие, как площадь попере¬
чного сечения F, моменты инерции сечения J^ и J^.
Для лопатки геометрические характеристики сечения могут
быть определены по следующим приближенным формулам:
- для активной турбины
F = 0,69365 см2,
J^ = 65(0,0452 + 0,0362) см4,
Jn = 0,03 77635 см4;
- для реактивной турбины
F = 0,765 см2,
J^ = 0,04165(52 + h2) см4,
= 0,038635 см4.
(4.2.36)
296
Суммарное напряжение определяется как сумма напряже¬
ний растяжения от центробежных сил и напряжений изгиба от
газовых сил, т.е
aimax=°p + <V (4.2.37)
Пренебрежение изгибом от центробежных сил идет в запас
прочности.
Значение коэффициента запаса прочности лопатки следует
принимать равным kN = 1,4...1,5, если лопатка изготовлена любым
способом, за исключением литья. В случае литой лопатки коэффи¬
циент kN следует увеличить на 20 %.
В лопатках с постоянным по длине поперечным сечением мак¬
симальное значение напряжения в корневом сечении, а темпе¬
ратура мало меняется по высоте. В этом случае определение запаса
прочности лопатки следует проводить лишь для корневого сече¬
ния.
Возможными мероприятиями по обеспечению условия проч¬
ности лопатки являются:
- изменение параметров профиля лопатки Ь и 8;
- изменение закона профилирования сечений лопатки по вы¬
соте;
- применение материала с улучшенными механическими
свойствами.
В. Изгиб лопаток центробежными силами. Если центры тя¬
жести сечений лопатки не лежат на одном радиусе, проходящем
через центр тяжести корневого сечения, то центробежные силы
вызывают изгиб лопатки. Несовпадение центров тяжести сечений
лопатки с радиусом, проходящим через корневое сечение, объяс¬
няется следующими причинами:
- изгибом лопатки под действием газодинамических сил;
- преднамеренным выносом центров тяжести сечений лопат¬
ки в сторону действия газодинамических сил с целью ком¬
пенсации изгиба, возникающего от этих сил.
Пусть у элемента лопатки dR (рис. 4.2.8) центр масс располо¬
жен в точке С с координатами X, Y. В этом случае для изгибаю¬
щих моментов центробежных сил этого элемента относительно
корневого сечения, центр тяжести которого расположен в точке
К, можно записать:
297
Рис. 4.2.8. Изгибающие моменты от центробежных сил,
приложенных к лопатке:
С — центр масс элемента dR; RK — радиус лопатки в корневом сечении;
RB — радиус лопатки во внешнем сечении; X и У — расстояние между
осью, проходящей через центр масс лопатки в корневом сечении и центром
масс элемента dR по осям X и У; а — угол между осью, проходящей
через центр масс лопатки в корневом сечении, и осью проходящей
через центр масс элемента в сечении dR; dPj — центробежная сила
элемента лопатки в сечении dR
в плоскости вращения
dMjx = dPjRy,
где d,PjR — проекция центробежной силы dPj на ось R;
так как угол а мал, то
dPjR ~ dPj = pFo)2RdR, (4.2.38)
тогда
dM- =-pFapR^dR; (4.2.39)
Jx У
в осевой плоскости
dMjy = dPjX,
298
(4.2.40)
или с учетом значения dPj
dMjy = -pFa>2RxdR.
Знак “минус” берется потому, что моменты центробежных сил
противоположны моментам газовых сил.
Полные изгибающие моменты центробежных сил лопатки от¬
носительно корневого сечения определяются следующими выра¬
жениями:
Действие центробежных сил приводит к тому, что суммарный
изгибающий момент и, следовательно, прогиб лопатки будут мень¬
шими, чем от действия только газовых сил. Меньшими будут и на¬
пряжения изгиба лопатки. В выполненных конструкциях малога¬
баритных турбин, например, турбонасосных агрегатов ЖРД, на¬
пряжения изгиба от действия центробежных сил в корневых сече¬
ниях лопаток обычно составляют = (3...7) • 107 Па. Таким обра¬
зом, на соответствующее значение удается уменьшить напряже¬
ния изгиба от газовых сил. Это обстоятельство специально исполь¬
зуют для разгрузки лопаток от чрезмерно больших напряжений
изгиба газодинамическими силами.
Существуют два конструктивных способа уменьшения напря¬
жений изгиба в лопатке.
Первый способ. Вынос линии ее центров масс, являющейся
прямой, в ту же сторону, в которую направлены газодинамичес¬
кие силы. Этот способ конструктивно прост, технологически удо¬
бен и часто применяется для разгрузки коротких лопаток.
Лопатки активных турбин часто выполняются с линейным
выносом центров масс сечений в плоскости YOR в сторону враще¬
ния диска, как показано на рис. 4.2.9, что позволяет создать мо¬
мент М,„, противоположный моменту газовых сил.
R
В
R
к
(4.2.41)
R
В
Mjy = —рсо2 J ERxdR.
299
Рис. 4.2.9. Лопатка с линейным выносом центра масс:
RK — радиус лопатки в корневом сечении; Rc — радиус лопатки в сече¬
нии С; а — угол между осью проходящей через центр масс лопатки в
корневом сечении и осью проходящей через центр масс элемента в
сечении С; dP ■ — центробежная сила элемента лопатки в сечении С;
MjX — изгибающие моменты относительно оси X
Второй способ. Профилирование лопатки таким образом, что¬
бы линия центров масс ее сечений представляла собой специально
подобранную кривую. Этот способ позволяет компенсировать на¬
пряжения не только в корневом, но и в других сечениях лопатки;
он технологически сложнее первого способа, и его применение
может быть целесообразным лишь для относительно длинных ло¬
паток.
Оба перечисленных способа компенсации являются одноре¬
жимными, так как позволяют эффективно разгрузить лопатку
лишь на одном режиме работы турбомашины. Более универсаль¬
ным способом разгрузки лопатки от изгибных напряжений явля¬
ется шарнирное крепление лопаток к диску. В этом случае на всех
режимах работы ротора изгибающий момент в корневом сечении
лопаток может быть равен нулю.
Условие прочности лопатки по пределу прочности записывает¬
ся следующим образом:
300
(4.2.42)
где kc — рабочий коэффициент запаса прочности; Og — предел
прочности материала лопатки в расчетной точке при рабочей тем¬
пературе; — суммарное напряжение в расчетной точке сечения;
kN — нормативный коэффициент запаса прочности.
Г. Колебания лопаток. На лопатки осевых компрессоров, как
и на лопатки газовых турбин, действуют при работе двигателя пе¬
риодически изменяющиеся силы. Если частота возбуждающих ко¬
лебаний совпадает с частотой собственных колебаний лопаток,
возникает явление резонанса.
При появлении на каком-либо режиме работы двигателя резо¬
нансных колебаний напряжения в лопатках резко увеличиваются,
в результате чего может произойти разрушение лопаток.
Поломка одной лопатки обычно приводит к повреждению и
разрушению остальных. Поэтому при проектировании лопатки
должны рассчитываться не только на статическую прочность, но и
на колебания.
Периодичность действия сил, вызывающая вынужденные ко¬
лебания лопаток, объясняется несколькими причинами. В качест¬
ве первой причины можно назвать некоторую парциальность под¬
вода газа к рабочей лопатке, связанную с наличием спрямляющих
лопаток в компрессоре и сопловых лопаток в турбине. Так как
число этих лопаток конечно, то возникает изменение давления и
скорости газа по окружности колеса, и, следовательно, на каждую
рабочую лопатку действуют переменные усилия. При числе спрям¬
ляющих лопаток z и числе оборотов ротора в секунду пс каждая
рабочая лопатка испытывает за секунду гпс изменений усилия и со¬
вершит столько же вынужденных колебаний.
Переменные усилия, действующие на лопатки, могут появить¬
ся также при отклонении размеров спрямляющих и сопловых ло¬
паток от средних (расчетных) значений. При этом расходы газа
через отдельные межлопаточные каналы получаются разными.
Разными будут скорости и давления газа на выходе из каналов.
Если отклонения в размерах имеет только одна лопатка, то при
числе оборотов ротора в секунду пс рабочие лопатки по этой при¬
чине также будут совершать пс колебаний в секунду.
301
Таким образом, в общем случае частота вынужденных колеба¬
ний рабочих лопаток оказывается пропорциональной числу оборо¬
тов ротора двигателя.
Колебания лопаток могут быть изгибными, крутильными и со¬
вместными (изгибно-крутильными), называемыми также сложны¬
ми.
При изгибных колебаниях лопатка обычно рассматривается
как консольная балка, обладающая бесконечно большим числом
форм собственных колебаний, из которых практический интерес
представляют только несколько низших форм.
На рис. 4.2.10 цифрами 1, 2, 3 и 4 отмечены первая, вторая,
третья и четвертая формы колебаний соответственно. Формы коле¬
баний различаются по числу узлов или узловых линий — им соот¬
ветствуют те сечения лопатки, которые при колебаниях не имеют
перемещений и остаются на оси лопатки. Так, при первой форме
колебаний существует один узел у места закрепления лопатки к
диску, при второй форме — два узла и т.д. Частота колебаний ока¬
зывается самой низкой при первой форме колебаний, другие фор¬
мы имеют более высокие частоты.
Рис. 4.2.10. Формы изгибных колебаний лопаток
Опасной будет та форма, собственная частота которой при не¬
котором числе оборотов совпадает с частотой сил возбуждения ко¬
лебаний. Собственную частоту колебаний можно определить рас¬
четным путем или экспериментально.
Колебания лопаток и повороты их поперечных сечений проис¬
ходят в двух направлениях: вокруг главной оси инерции с мини¬
мальным относительно нее моментом инерции сечения и вокруг
главной оси инерции с максимальным моментом инерции сече¬
ния. Основное внимание уделяется колебаниям лопаток вокруг
первой из названных осей инерции, ибо вследствие минимальной
жесткости сечения эти колебания имеют меньшую частоту.
302
Изгибные и крутильные колебания лопаток могут иметь боль¬
шое количество форм. Наиболее опасными являются колебания по
первой (основной) форме изгибных колебаний и высшим (“уголко¬
вым”) формам, частота которых чаще всего совпадает с частотой
вынужденных колебаний, вызываемых лопатками направляю¬
щих, спрямляющих и сопловых аппаратов. Существующие мето¬
ды расчета позволяют с достаточной точностью определять часто¬
ты собственных колебаний 1-й изгибной формы.
Для вывода формулы частоты собственных колебаний с уче¬
том массы лопатки можно воспользоваться методом Релея. В этом
случае лопатка рассматривается как консольная балка. Задаются
заранее формой упругой линии при первой форме колебаний,
затем вычисляют прогиб балки, кинетическую энергию и частоту
собственных колебаний.
Для лопаток с постоянным поперечным сечением частоту при
первой форме собственных изгибных колебаний лопатки можно
определить по приближенной формуле
В этой формуле приняты следующие размерности величин: I, см;
Е, даН/см2; «7, см4; р, кг/см3, F, см2; g = 981 см/с2.
Площадь и момент инерции поперечного сечения лопатки
могут изменяться по ее длине по различному закону. Чаще всего
это линейный или близкий к линейному закон.
Для лопаток с переменной площадью сечения частоту при пер¬
вой форме колебаний можно определить по формуле
где а — коэффициент пропорциональности, зависящий от величи¬
ны
(4.2.43)
(4.2.44)
(4.2.45)
индекс “в” относится к сечению у вершины лопатки.
График функции а = f(c) приведен на рис. 4.2.11,
303
Рис. 4.2.11. Изменение коэффициента а в зависимости
от величины с:
а — коэффициент пропорциональности;
с — коэффициент отношения площадей
Центробежная сила, возникающая в лопатке при ее враще¬
нии, стремится вернуть колеблющуюся лопатку в среднее положе¬
ние и таким образом как бы увеличивает ее жесткость. С увеличе¬
нием числа оборотов центробежная сила будет возрастать, это при¬
ведет к тому, что будет как бы увеличиваться жесткость лопатки,
а вместе с этим и частота ее собственных колебаний. Для опреде¬
ления частоты изгибных колебаний лопатки с учетом вращения
(так называемой “динамической” частоты) может быть использо¬
вано выражение
f/x = ^f21 + Bn2, (4.2.46)
где f-y — частота собственных колебаний без учета вращения; пс —
число оборотов ротора, 1/с; В — коэффициент пропорциональнос¬
ти (динамического ужесточения),
В = 0,8у-1, (4.2.47)
где d — средний диаметр; I — длина лопатки.
Более точно собственные частоты и формы колебаний лопаток
определяются с помощью различных программ на ЭВМ.
304
4.3. Радиальные силы,
действующие на ротор турбомашины,
и способы их снижения
Радиальные составляющие газо- и гидродинамических сил
возникают в тех элементах проточной части турбомашины, где
имеются радиальные составляющие скорости потока и отсутствует
симметрия в распределении давления по окружности, например, в
центростремительной турбине. Радиальные силы передаются от
рабочих колес турбин через вал на опоры ротора. Знание вектора
радиальных сил позволяет правильно выбрать радиальные зазоры
в щелевых уплотнениях, конструктивно уменьшить величину уси¬
лий до приемлемых значений при сохранении необходимых газо-
и гидродинамических параметров рабочих сред в различных по¬
лостях турбомашины.
Радиальная сила, действующая на РК осевой турбины,
«г, = Ч2» + < = Л - cos2я£, (4.3.1)
где Rrx и Rry — проекции радиальной силы на оси х п у; U = соR —
окружная скорость.
Из формулы (4.3.1) следует, что с увеличением числа сопел и,
следовательно, степени парциальности радиальная сила уменьша¬
ется. Когда осуществляется подвод газа по всему лопаточному
венцу (е = 1), радиальная сила отсутствует (R - 0).
Уменьшению радиальной силы способствует и повышение ок¬
ружной скорости турбины. У более мощных турбомашин проблема
уменьшения радиальной силы при постоянной степени парциаль¬
ности, как это следует из формулы, проявляется острее.
Для уменьшения радиальной силы R парциальной турбины
можно при постоянной степени парциальности разделить участки
подвода газа по двум симметрично расположенным дугам, но при
таком конструктивном исполнении падает КПД турбины.
Определив радиальные силы, действующие на РК насосов и
турбин, нетрудно найти радиальные усилия на подшипниках.
305
4.4. Понятие о критической угловой скорости
роторов турбомашин
С появлением в эксплуатации быстровращающихся роторов
турбомашин отмечено множество случаев, когда на отдельных ре¬
жимах работа ротора сопровождалась недопустимо большими виб¬
рациями. Достаточно длительная работа ротора на таких режимах
приводит к разрушению конструкции из-за выхода из строя опор,
касания деталей ротора о неподвижный корпус, разрушения заве¬
домо прочного (по статической нагрузке) вала и ряда других при¬
чин. Многочисленные исследования показали, что появление
сильных вибраций ротора обусловлено резонансом, т.е. совпадени¬
ем частоты его собственных изгибных колебаний с частотой вы¬
нужденных колебаний. Соответствующие режимы работы ротора
принято называть резонансными режимами.
Особую актуальность вопросы исследования и устранения ре¬
зонансных режимов приобретают при проектировании быстровра¬
щающихся роторов турбогенераторов различного назначения.
Ротор турбомашины представляет собой упругую систему, так
как под действием радиальных сил его вал приобретает упругую
деформацию изгиба.
Если на упругую систему в некоторой точке действует усилие,
изменяющееся по гармоническому закону
Q = X cosQt,
то система совершает вынужденные гармонические колебания по
тому же закону:
q = В cos Qt,
где X — амплитуда внешнего усилия (возмущающей силы); В — ам¬
плитуда вынужденных колебаний; £1 — круговая частота возму¬
щающей силы; t — время.
Собственные (или свободные) изгибные колебания ротора тур¬
бомашины также следует считать гармоническими.
Число форм колебаний соответствует числу независимых ко¬
ординат, т.е. числу ее степеней свободы. С другой стороны, число
собственных частот колебаний системы равно числу ее форм коле¬
баний.
Реальная конструкция ротора в связи с распределенной массой
вала и других деталей имеет бесконечное число форм колебаний.
306
В то же время его расчетные схемы в зависимости от степени схе¬
матизации могут иметь различное конечное число степеней свобо¬
ды, и, следовательно, форм колебаний.
На рис. 4.4.1,а представлены системы с различным числом
степеней свободы, а на рис. 4.4.1 ,б приведен вид упругой линии
вала при его колебаниях по различным формам.
JF
т
К'1
1-я форма
У я форма
S
Рис. 4.4.1. Примеры расчетных схем с различным числом
степеней свободы:
к — количество степеней свободы; т — точечная масса; у — прогиб
вала; 0^ — угол поворота сечения вала в месте расположения диска
Для нахождения положения точечной массы в плоскости из¬
гиба требуется определение одной координаты — линейного сме¬
щения у, положение диска определяется двумя координатами — у
и 0 (0 — угол поворота сечения вала в месте расположения диска).
Условие резонанса для вращающегося ротора
Q = X,
где X — круговая частота собственных колебаний ротора.
Таким образом, расчет резонансного режима сводится к опре¬
делению такого значения угловой скорости ротора со, при котором
выполняется условие Q = X. Заметим, что теоретическое число ре¬
зонансных режимов некоторой системы равно числу собственных
частот колебаний системы.
Частоты возмущающей силы Q могут быть самыми различны¬
ми, но, как правило, они связаны с угловой скоростью ротора за¬
висимостью
£1 = ftco,
где k = 1,2,...,п — число кратности частоты возмущающей силы.
307
К числу возбудителей вынужденных колебаний ротора турбо¬
машины относятся:
- газодинамические силы, действующие на рабочие лопатки
турбины и передающиеся на валы;
- переменные поперечные силы, возникающие в результате
неточности изготовления деталей ротора, зубчатых колес и
т.д., а также несоосности соединительных муфт;
- неодинаковая жесткость вала в двух направлениях;
- неодинаковая жесткость корпусов подшипника в двух на¬
правлениях;
- поперечная сила от собственной неуравновешенности (несба¬
лансированности) ротора.
Возможны и другие возбудители колебаний.
Особенно опасным является резонансный режим, вызываемый
силой неуравновешенности ротора, так как эта сила присутствует
всегда. Такой резонансный режим принято называть критичес¬
ким, а соответствующую ему угловую скорость ротора оокр — кри¬
тической угловой скоростью ротора.
Для конкретной конструкции ротора частота Q вынуждающей
силы легко определяется. Так, частота вынуждающей силы, вы¬
званной неуравновешенностью ротора, имеет число кратности
k = 1, т.е. £2 = со. Таким образом, основной задачей при расчете
критических скоростей ротора на этапе его проектирования явля¬
ется определение собственных частот его изгибных колебаний.
А. Критическая угловая скорость невесомого вала с одним
диском. “Жесткий” и “гибкий” валы. Рассмотрим идеализирован¬
ную схему ротора, состоящего из вала, расположенного верти¬
кально (для исключения влияния его массы) на двух опорах, и
диска, установленного в среднем сечении вала (рис. 4.4.2,а). Вве¬
дем следующие допущения:
- пренебрегаем массой вала, полагая, что она мала по сравне¬
нию с массой диска, однако учитываем упругие свойства
вала;
- считаем, что опоры, позволяя валу свободно вращаться, ос¬
таются абсолютно жесткими;
- полагаем, что центр масс диска смещен относительно гео¬
метрического центра на величину эксцентриситета е.
При неподвижном вале (0) = 0) упругая ось вала прямолинейна
и совпадает с осью подшипниковых опор.
308
OJtO
У
Рис. 4.4.2. Схема невесомого однодискового вала:
ш — частота вращения вала; I — длина вала; т — масса диска;
с — жесткость вала; у — прогиб вала; е — эксцентриситет;
О — линия центра подшипников; 01 — геометрического центра диска;
02 — центр масс диска
При вращении вала вследствие смещения центра масс диска
возникает центробежная сила
и вал начинает прогибаться, что, в свою очередь, приводит к уве¬
личению центробежной силы
и увеличению прогиба (рис. 4.4.2,б). Однако в связи с упругими
свойствами вала по мере его прогиба будет возрастать также сила
упругого сопротивления вала Р , которую можно считать пропор-
циональной прогибу вала, т.е.
Коэффициент пропорциональности с принято называть коэф¬
фициентом изгибной жесткости вала; он представляет собой зна¬
чение поперечной силы Ру, которую необходимо приложить к
валу, чтобы в месте приложения силы был получен единичный
прогиб (у = 1 м). Таким образом, коэффициент изгибной жесткос¬
ти с измеряется в Н/м, и его значение зависит от геометрических
Рс = те со2
(4.4.1)
Рс = т(у + е)со2
(4.4.2)
(4.4.3)
309
размеров сечения вала, расстояния между опорами I, модуля уп¬
ругости материала вала Е, места приложения поперечной силы
Ру и условия закрепления вала в опорах. Данный коэффициент
может быть определен методами сопротивления материалов. При¬
менительно к расчетной схеме, изображенной на рис. 4.4.2,
С =
48RJ
— для вала на опорах, допускающих
поворот сечений (шарнирное опирание);
(4.4.4)
С =
192RJ
— для вала на опорах, не допускающих
поворот сечений (глухая заделка).
В каждый данный момент силы Рс и Ру уравновешивают друг
друга, т.е.
т{у + е)со2 = су,
(4.4.5)
откуда можно получить выражение для прогиба вала:
о
те со е
(4.4.6)
Эта формула позволяет построить график зависимости проги¬
ба вала у от угловой скорости со (рис. 4.4.3); такую зависимость
принято называть амплитудно-частотной характеристикой.
Из графика видно, что при неподвижном вале его прогиб
у - 0. С возрастанием угловой скорости со прогиб у также возраста¬
ет и стремится к бесконечности. Соответствующее значение угло¬
вой скорости принято называть критической угловой скоростью
вала со^р.
Найдем это значение угловой скорости, приравняв знамена¬
тель нулю, т.е.
-4-1 = 0, (4.4.7)
тсо
310
Рис. 4.4.3. Амплитудно-частотная характеристика ротора:
со — частота вращения вала; е — эксцентриситет
откуда
(4.4.8)
При переходе через критическую скорость знак прогиба скач¬
кообразно меняется, и с дальнейшим увеличением со величина
прогиба у стремится к величине эксцентриситета е.
На рис. 4.4.4 показано взаимное расположение характерных
точек — точки оси подшипников О, геометрического центра диска
01 и центра масс диска 02 на докритическом и сверхкритическом
режимах.
На докритическом режиме (рис. 4.4.4,а) вал прогибается в сто¬
рону эксцентриситета е, а на сверхкритическом (рис. 4.4.4,б) — в
сторону, противоположную эксцентриситету. Таким образом, при
со = оо диск будет вращаться вокруг своего центра масс, т.е. проис¬
ходит самоцентрирование вала. Самоцентрирование вала объясня¬
ется действием кориолисовых сил инерции: при подходе к крити¬
ческой скорости диск, помимо переносной, имеет относительную
скорость в радиальном направлении. Поэтому на центр массы
диска действует кориолисова сила, направленная перпендикуляр¬
но плоскости изгиба в сторону вращения вала. Она вызывает пово¬
рот центра массы относительно геометрического центра (точки О^)
на угол к/2. В закритической области направление относительной
311
скорости меняется на обратное и кориолисова сила, изменив на¬
правление, поворачивает центр массы диска на угол к/2 до совме¬
щения с осью подшипников.
Рис. 4.4.4. Взаимное расположение геометрических центров ротора
и диска и центра масс диска на докритическом (а)
и закритическом (б) режимах работы:
со — частота вращения вала; у — прогиб вала; е — эксцентриситет;
О — линия центра подшипников; Ог — геометрический центр диска;
02 — центр масс диска
Как показывают теоретические и экспериментальные исследо¬
вания, валы являются динамически устойчивыми как на докрити¬
ческом, так и на сверхкритическом режимах работы.
В зависимости от соотношения между рабочей сор и критичес¬
кой сокр угловыми скоростями валы принято разделять на “жест¬
кие” и “гибкие”. Если для вала сор < сокр, то такой вал называется
“жестким”. В противном случае (сп > («._,) вал “гибкий”. Совре-
менные турбомашины, для которых характерны высокие значе¬
ния сор, могут иметь не только “жесткие”, но и “гибкие” валы.
На рис. 4.4.5 показано изменение отношения критического
числа оборотов полого вала пкр п к критическому числу оборотов
сплошного вала лкр с в зависимости от отношения d-^/d.
Предельным отношением, при котором вал “исчезает”, будет
d^/d = 1; для него
п
кр.п
п
кр.с
1,414.
312
О 0,2 О,и 0,6 0,8
Рис. 4.4.5. Отношение критических чисел оборотов
полого и сплошного валов в зависимости от отношения внутреннего
и наружного диаметров (при постоянном наружном диаметре):
лкр п — обороты вращения полого вала; пкр с — обороты вращения
сплошного вала; d — наружный диаметр вала; — внутренний
диаметр вала
Б. Способы борьбы с критическими режимами оборотов. При
проектировании турбомашины необходимо обеспечить безрезо-
нансную работу ротора во всем диапазоне его рабочих частот вра¬
щения. При этом в некоторых случаях приходится учитывать
возможность совпадения рабочей угловой частоты вращения шр
ротора не только с первой, но и с последующими (второй, третьей)
критическими скоростями. Работа ротора в области больших виб¬
раций не допускается. Надежность ротора по критическим угло¬
вым скоростям оценивается отношением рабочей угловой скорости
к ближайшему значению критической скорости:
Это отношение должно быть больше или меньше единицы.
Если угловая скорость близка к первой критической, то усло¬
вие надежности записывается в виде следующего неравенства:
Если рабочая угловая скорость близка к одной из высших
критических скоростей, то условие надежности ротора имеет вид
= V“kP-
(4.4.9)
0,85 <k< 1,15.
(4.4.10)
(0,93.„О,95) < k < (1,05...1,07).
(4.4.11)
313
На рис. 4.4.6 указываются запретные резонансные зоны, в
пределах которых не допускается работа ротора во избежание
больших вибраций.
Область
Рис. 4.4.6. Резонансные зоны на амплитудно-частотной
характеристике:
(0кр — критическая частота вращения вала
В последнем случае допускается более узкая запретная резо¬
нансная зона, так как резонансные пики для высших критичес¬
ких скоростей являются более острыми и захватывают более уз¬
кий диапазон оборотов.
Если проектируемый ротор не удовлетворяет условиям надеж¬
ности, то приходится выполнять специальные мероприятия по
борьбе с резонансными режимами. К таким мероприятиям отно¬
сятся:
- отстройка от резонансных режимов;
- демпфирование колебаний ротора.
Отстройка от резонансных режимов направлена на изменение
величины критических угловых скоростей, а не рабочей, так как
последняя определяется из условия рабочего процесса турбомаши¬
ны на более ранних этапах проектирования и не подлежит измене¬
нию на этапе конструирования.
Демпфирование колебаний ротора направлено на уменьшение
амплитуды его колебаний при прохождении через резонансную об¬
ласть и на рабочем режиме.
314
В. Отстройка от резонансных режимов.
Различают отстройку со сдвигом резонансных режимов:
- в область больших угловых скоростей (вправо);
- в область меньших угловых скоростей (влево).
Сдвиг резонансных режимов в область больших угловых ско¬
ростей чаще всего производится в тех случаях, когда сор ротора не¬
сколько меньше ближайшей сокр. Если при этом ближайшей шкр
является первая угловая скорость, то обеспечивается работа в об¬
ласти “жесткого” вала.
Основными мероприятиями по отстройке вправо являются:
- повышение жесткости вала при изгибе путем увеличения
сечения вала, уменьшения расстояния между опорами, вве¬
дения дополнительной опоры;
- переход на двухвальный ротор.
Сдвиг резонансных режимов в область меньших угловых ско¬
ростей чаще всего производят в тех случаях, когда сор ротора не¬
сколько больше ближайшей сокр или же если стремятся к работе в
области гибкого вала.
Работа в области гибкого вала характерна тем, что в области
скоростей со » (окр ротор самоцентрируется и это уменьшает как
нагрузку на опоры, так и прогибы вала. Но при этом ротор пере¬
ходит через критическую скорость при разгоне и остановке, что
требует применения специальных устройств, ограничивающих
прогибы вала на переходных режимах.
Основными мероприятиями по отстройке влево являются:
- уменьшение изгибной жесткости вала путем увеличения
расстояния между опорами и перехода на консольную схему
ротора вместо междуопорной;
- введение упругой опоры.
Сдвиг шкр влево путем снижения изгибной жесткости вала
имеет ограниченное применение, так как приводит к нежелатель¬
ному увеличению прогиба вала в рабочем диапазоне.
Более предпочтительным является сдвиг критических режи¬
мов на более низкое значение путем введения в конструкцию
опоры специальных устройств, снижающих жесткость опоры, не
изменяя жесткости самого вала.
Если в конструкции ротора одну опору сделать упругой (с ко¬
нечной жесткостью соп) (рис. 4.4.7), тогда в формуле
315
\ у
вместо изгибной жесткости вала появится приведенная жесткость
Рис. 4.4.7. Схема ротора с упругой опорой:
I — длина вала; ^ — расстояние до диска; т — масса диска;
св — жесткость вала; уъ — прогиб вала; уоп — смещение вала от
податливости опоры; уоп пр — смещение вала от податливости опоры
в точке закрепления диска; Соп — коэффициент жесткости податливой
опоры; Р — сила в месте закрепления диска; Роп — проекция силы Р
в плоскости податливой опоры
где спр — приведенный коэффициент жесткости с учетом податли¬
вости опоры,
с
пр-
Л?
Р
Тогда
(4.4.12)
Р
(4.4.13)
где Р — сила, под действием которой происходит смещение; упр
смещение вала в точке закрепления диска;
316
У пр Уъ + У оп.пр’
(4.4.14)
11 1
С с с
пр в ^ оп.пр
с
в
3 ЕЛ
l\(l -1{)2 ’
(4.4.15)
(4.4.16)
где с — коэффициент изгибной жесткости вала; сЛТТ — коэффи-
В UUilip
циент жесткости опоры, приведенный к точке закрепления диска,
Г
Соп.пр — ^оп .2 *
‘1
(4.4.17)
где
Таким образом,
с =— ■
оп и ’
^ОП
PL1
р = ■
on l '
^on^l
'оп.пр
У,
р z
оп.пр
(4.4.18)
В итоге получим
сопр
Г
св соп ,2
Г
св Соп .2
‘1
(4.4.19)
Одним из главных свойств упругих опор является увеличение
ресурса роторных машин за счет уменьшения резонансных ампли¬
туд колебаний вала и связанный с этим легкий переход через кри¬
тические скорости, а также эффект самоцентрирования и сниже¬
317
ние давлений в опорах. При конструировании роторов следует
стремиться к созданию жестких роторов, вращающихся в упругих
опорах в зоне самоцентрирования, т.е. в зоне, расположенной
выше второй критической скорости. При этом снижаются ампли¬
туды колебаний, реакции в опорах, уменьшаются габариты и
масса роторных машин.
Существенным преимуществом такого способа конструирова¬
ния является отсутствие изгибных колебаний ротора во всем диа¬
пазоне скоростей.
На рис. 4.4.8 показаны формы колебаний вала при различных
жесткостях опор.
податливые опоры
* -ЩхЗЬ
жесткие опоры
-ф>ф
*
Рис. 4.4.8. Влияние податливости опор на форму колебаний ротора:
1 — первая форма; 2 — вторая форма; 3 — третья форма;
4 — четвертая форма
Рассмотрим формы колебаний вращающегося вала при раз¬
личных способах крепления опор. На рис. 4.4.8 слева показаны
формы колебаний при бесконечно податливых опорах; посередине
— при опорах конечной жесткости; справа — при бесконечно
жестких опорах. При жестких опорах первой критической скорос¬
ти соответствует изгибная форма вала. При достаточно податли¬
вых опорах (по сравнению с валом) вал проходит первую и вторую
критические скорости как жесткий, при этом имеют место ци¬
линдрическая и коническая прецессии (рис. 4.4.9).
318
Коническая прецессия Цилиндрическая прецессия
ротора ротора
Рис. 4.4.9. Коническая и цилиндрическая прецессия ротора:
Aj и Bj — амплитуда колебаний консоли вала
В случае конической прецессии резонансные амплитуды зави¬
сят только от динамической неуравновешенности ротора и форма
резонансных колебаний имеет вид конуса с вершиной в точке, со¬
ответствующей центру тяжести. Если же имеет место цилиндри¬
ческая прецессия, то ось ротора описывает цилиндрическую по¬
верхность. При этом резонансные колебания зависят только от
эксцентриситета ротора, динамическая неуравновешенность рото¬
ра на них не влияет.
Таким образом, к колебаниям такого вала применять широко
распространенный термин “изгибные колебания” было бы некор¬
ректно — правильнее называть их поперечными. По той же при¬
чине к данному валу не может применяться принцип деления вра¬
щающихся валов на жесткие (вращающиеся ниже первой крити¬
ческой скорости) и гибкие (вращающиеся выше первой критичес¬
кой скорости). Действительно, вал, установленный в достаточно
податливые опоры, остается жестким до подхода к третьей крити¬
ческой скорости, поэтому более правильно делить вращающиеся
валы на докритические и закритические, не связывая эти понятия
с изгибом вала.
Самоцентрирование неуравновешенного ротора, вращающего¬
ся в двух упругих опорах, наступает после перехода через зону
второй критической скорости при дальнейшем неограниченном
возрастании угловой скорости, причем вал считается абсолютно
жестким.
Значительное влияние на величину критических скоростей
вращения ротора могут оказывать щелевые уплотнения насоса и
вала. При работе в них возникают гидродинамические силы, что
319
приводит к существенному изменению (увеличению) критических
скоростей ротора. Это необходимо учитывать при проектировании
конструкции турбомашин.
Г. Демпфирование колебаний ротора. Демпфирование колеба¬
ний ротора обусловлено наличием сил трения, которые мало вли¬
яют на значение резонансных частот колебаний, но позволяют су¬
щественно уменьшить их амплитуду на резонансных режимах.
При вращении ротора на него действуют силы трения в подшип¬
никах, силы трения элементов ротора о среду, в которой они вра¬
щаются (рабочие жидкости насосов, газ турбины), силы внутрен¬
него трения в материале вала и другие силы трения.
Силы трения используются для уменьшения амплитуды коле¬
баний ротора в тех случаях, когда рабочая частота вращения нахо¬
дится вблизи резонансной частоты или в процессе запуска турбо¬
машине приходится проходить резонансные частоты.
Специальным конструктивным способом демпфирования ко¬
лебаний роторов является введение упрогодемпферных опор.
На рис. 4.4.10 показана принципиальная схема вала с упруго¬
демпферной опорой. Демпфирующие свойства опоры схематизиро¬
ваны поршнем, установленным с зазором в цилиндре с вязкой жид¬
костью. Упругие свойства схематизированы пружиной. Характерис¬
тикой упругих свойств опоры является ее жесткость соп, а харак¬
теристикой демпфирующих свойств — коэффициент вязкого тре¬
ния а.
Рис. 4.4.10. Схема ротора с упругодемпферной опорой:
соп — коэффициент жесткости податливой опоры;
а — коэффициент вязкостного трения
Прогиб вала, имеющего упругодемпферную опору, определя¬
ется по формуле
320
У =
(д2е
а 9 9
— от + (co„n v - or)
т «p-у '
0,5 1
(4.4.20)
где сокр у — критическая частота вращения ротора с упругой опо¬
рой; т — расчетная масса.
На рис. 4.4.11 показано влияние вязкостного трения в опоре
на амплитудно-частотную характеристику системы.
Рис. 4.4.11. Влияние коэффициента вязкостного трения
в упругодемпферной опоре на амплитудно-частотную
характеристику системы:
со — частота вращения вала; а — коэффициент вязкостного трения
С увеличением коэффициента вязкостного трения а амплиту¬
да колебаний ротора уменьшается, особенно заметное снижение
амплитуды колебаний наблюдается на резонансном режиме.
Вопросы для самопроверки
1. Основные допущения метода кольцевых элементов для рас¬
чета прочности дисков турбин.
2. В чем особенность расчета на прочность дисков центростре¬
мительных турбин?
3. Какие напряжения возникают в рабочих лопатках осевой
газовой турбины?
4. Какими способами можно уменьшить напряжения изгиба
от газовых сил в лопатке осевой турбины?
5. Способы снижения радиальных сил, действующих на ротор
турбомашины.
321
6. Критическая угловая скорость ротора турбомашины и его
амплитудно-частотная характеристика.
7. Что означают понятия “жесткий” и “гибкий” вал при расче¬
те критической частоты вращения?
8. Способы борьбы с критическими режимами работы турбо¬
машин.
9. Особенности расчета критической частоты вращения ротора
в упругих опорах.
Библиографический список
4-1. Скубачевский Г.С. Авиационные газотурбинные двигате¬
ли. — М.: Машиностроение, 1974. — 520 с.
4-2. Гахун Г.Г. Конструкция и проектирование жидкостных
ракетных двигателей. — М.: Машиностроение, 1989. — 424 с.
4-3. Кельзон А.С., Журавлев Ю.Н., Январев Н.В. Расчет и кон¬
струирование роторных машин. — Л.: Машиностроение, 1977. —
277 с.
4-4. Хронин Д.В. Конструкция и проектирование авиацион¬
ных газотурбинных двигателей. — М.: Машиностроение, 1989. —
368 с.
4-5. Биргер ИА., Шорр Б.Ф., Иосилевич Г.Б. Расчет на проч¬
ность деталей машин: Справочник. — М.: Машиностроение, 1993.
— 639 с.
4-6. Овсянников Б.В. Определение основных размеров насоса
при проектировании двигательных и энергетических установок.
— М.: Изд-во МАИ, 1990. — 376 с.
4-7. Рабинович ЮА., Шабашов А.В. Курсовое проектирование
ТНА ЖРД: Учебное пособие. — М.: Изд-во МАИ, 2004. — 91 с.
4-8. Ваулин В.И., Никитин Ю.М. Конструкция и проектиро¬
вание турбонасосных агрегатов. — М.: Изд-во МАИ, 1985. — 74 с.
4-9. Рабинович ЮА. Конструкция и проектирование подшип¬
ников скольжения агрегатов ДЛА: Учебное пособие. — М.: Изд-во
МАИ, 1995. — 57 с.
4-10. Дейч М.Е., Филиппов ГА., Лазарев Л.Я. Атлас профилей
решеток осевых турбин. — М.: Машиностроение, 1965. — 48 с.
4-11. Абианц В.Х., Венедиктов В.Д., Гольцев В.В., Кадетов
А.П., Пьяных Л А. Атлас экспериментальных характеристик плос¬
ких турбинных решеток. — М.: ЦИАМ, 1976.
322
5. ЭЛЕКТРОРАКЕТНЫЕ ДВИГАТЕЛИ
КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
5.1. Двигатели космических аппаратов
Выбор двигателя для обеспечения того или иного космическо¬
го полета определяется многими факторами, среди которых нема¬
лую роль играет возможность получения относительно большой
скорости истечения реактивной струи [5-1]. Необходимость увели¬
чения скорости вытекает из следующих соображений. В основе
науки о движении космических летательных аппаратов (КЛА)
лежит соотношение, выведенное К.Э. Циолковским:
V2 - Vj_ = w In
M
к
(5.1.1)
где и V2 — скорости КЛА соответственно перед включением
двигателей и после их выключения; w — скорость истечения рабо¬
чего тела из двигателей (относительно летательного аппарата);
Мн и Мк — начальная масса аппарата (перед включением двига¬
телей) и его конечная масса (после их выключения).
Приведенная формула соответствует наиболее простому слу¬
чаю полета в космическом пространстве, когда внешние силы, в
том числе аэродинамические и гравитационные, отсутствуют, а
масса летательного аппарата изменяется только за счет расходова¬
ния рабочего тела. Анализ этого соотношения показывает возмож¬
ность обеспечения больших скоростей полета КЛА заданной массы
Мк путем увеличения скорости истечения при одновременном
увеличении начальной массы аппарата.
Скорости истечения реактивных двигателей лимитируются
особенностями протекания рабочих процессов в них. Так, тепло¬
вой механизм ускорения и ограниченная теплотворная способность
топлив не позволяют получать в жидкостных ракетных двигателях
(ЖРД) скорости более 3000—4500 м/с. Повышение температуры
при нагреве рабочего тела в ядерных ракетных двигателях (ЯРД)
увеличивает скорости истечения только до 8000—10000 м/с. Более
высокие скорости могут быть достигнуты при ускорении заряжен¬
ных частиц в электромагнитных полях [5-2].
323
Это легко объяснить на следующем примере. В соответствии с
законом сохранения энергии потенциальная энергия электричес¬
кого поля переходит в кинетическую энергию ускоряемой в нем
частицы:
е(Дф) =
М(ДР2)
2
(5.1.2)
—27
Если ионизованный атом водорода (с массой М = 1,68 10 кг и
электрическим зарядом, равным заряду электрона е = 1,6 10 19 Кл)
двигается в электрическом поле с разностью потенциалов Дф всего
в 1 вольт, то приращение его скорости AV составит около 14000 м/с.
Скорость будет тем выше, чем большую разность потенциалов
будет проходить частица. Конечно, масса атома водорода, по срав¬
нению с массами продуктов сгорания топлива в ЖРД, невелика и,
соответственно, тяговое усилие двигателя, использующего ускоре¬
ние в электромагнитном поле, будет небольшим, но в условиях
малой гравитации, характерной для космических полетов, значи¬
тельное увеличение скорости истечения позволит существенно вы¬
играть в конечной массе КЛА. Принцип ускорения электромаг¬
нитным полем реализуется в электроракетных двигателях (ЭРД).
Существенной особенностью ЭРД, позволяющей обеспечивать
получение более высокой эффективности (КПД) по сравнению с
другими типами ракетных двигателей, является конструктивное
разделение источника энергии, рабочего тела и блоков, в которых
происходит подготовка и реализация ускорения рабочего тела
(РТ). В результате этого в каждом из устройств возможно дости¬
жение максимальной эффективности процессов, повышающих
КПД двигательной установки (ДУ) в целом. На рис. 5.1.1 пред¬
ставлена обобщенная структурная схема ДУ с ЭРД. Двигательная
Рис. 5.1.1. Принципиальная схема электроракетного двигателя
324
установка содержит источник электрической энергии, который
может быть единым для всего КЛА, и систему хранения и подачи
рабочего тела. Подготовка РТ — ионизация — осуществляется в
источнике плазмы. Заряженные частицы разгоняются системой
ускорения. Для нейтрализации электрического заряда истекаю¬
щих из двигателя частиц одного знака в струю добавляются из
нейтрализатора частицы противоположного знака для сохранения
электрического заряда КЛА.
Приведенное деление ЭРД на блоки является достаточно ус¬
ловным, поскольку в реальных конструкциях двигателей иногда
сложно пространственно разнести приведенные элементы. Воз¬
можно также совмещение их в едином модуле в силу особенностей
организации!! протекания рабочего процесса.
Так как заряженные частицы ускоряются электромагнитным
полем, то можно получить сколь угодно высокую скорость их ис¬
течения (в пределе приближающуюся к скорости света). Это очень
привлекательное свойство ЭРД, поскольку с увеличением скорос¬
ти истечения для получения того же значения тяги можно умень¬
шить расход рабочего тела, тем самым сократив его массу и увели¬
чив полезную нагрузку КЛА. Однако при этом не следует забы¬
вать, что для обеспечения работы ЭРД необходима энергетическая
установка. При создании космических энергосиловых установок
широко используются массовые критерии оптимальности, требую¬
щие минимизации массы установки при условии выполнения по¬
ставленной задачи [5-3]. В качестве такого критерия используется
суммарная масса энергосиловой установки Мэсу = Мрт + Мэу, ко¬
торая при использовании электроракетного двигателя определяет¬
ся в основном массой рабочего тела — Мрт и массой энергоуста¬
новки (ЭУ) — Мэу. При этом, поскольку масса ЭРД невелика,
обычно при оценках ею пренебрегают. Величины Мрт и Мду легко
Рт
увязываются с параметрами двигателя: Мрт = — , Мду = Уэу-^дв’
где АГДВ — мощность двигателя; Р — тяга; т — время работы; w —
скорость истечения РТ; уду — удельная масса ЭУ (отношение
массы энергоустановки к мощности двигателя).
Мощность двигателя определяется через его тягу Р и скорость
истечения w: N = -jr- . Масса энергоустановки связана с мощное-
А ^
325
тью двигателя известным соотношением: Мэу = уэу , где Рдв —
Рдв
коэффициент использования рабочего тела. Таким образом,
мэсу = ^ т + ^эу 7Т- ■ (5.1.3)
^ДВ
Поскольку первый член правой части выражения (5.1.3) при
увеличении скорости убывает, а второй возрастает, то оптималь¬
ное значение скорости можно определить, продифференцировав это
ЭМ
выражение по скорости и приравняв —— к нулю. Оптимальное зна-
ди>
чение скорости истечения будет определяться как u>opt
-4
2М
^ЭУ
Другими словами, несмотря на принципиальную возможность ре¬
ализации с помощью ЭРД сколь угодно высоких скоростей истече¬
ния, для каждой конкретной задачи существует оптимальное зна¬
чение скорости истечения, которая зависит не только от чисто
двигательного параметра Г] — КПД, но и от характеристики энер¬
гетической установки — удельной массы (уэу). Для современных
космических задач величина оптимальной скорости истечения ва¬
рьируется в пределах 12000—60000 м/с.
Мощность существующих космических энергетических уста¬
новок не превышает 10—25 кВт. При вышеупомянутых оптималь¬
ных скоростях истечения тяга двигателей составит величину не
более 1 Н (обычно это 0,02—0,2 Н). Таким образом, ЭРД — это
двигатели с высокой скоростью истечения и малой тягой.
Поскольку ЭРД обладают малыми абсолютными значениями
тяг, а задачи космических полетов, которые решаются с их помо¬
щью, имеют большие суммарные импульсы, то время работы дви¬
гателя должно быть достаточно длительным (10000 часов и более).
ЭРД можно использовать на КЛА как маршевые при перелетах с
одной орбиты на другую или полете к другим планетам; для кор¬
рекции траектории аппарата; для поддержания его определенного
положения относительно планет, Солнца или звезд (стабилизация
КА). В настоящее время ведется разработка двигательных блоков
для энергодвигательного модуля мегаваттного класса. В таких
блоках могут применяться двигатели мощностью 35 кВт с удель¬
ным импульсом 70 000 м/с.
326
5.2. Классификация ЭРД
Классификацию ЭРД необходимо проводить в соответствии с
превалирующим процессом преобразования исходной электричес¬
кой энергии в кинетическую энергию потока рабочего тела. Для
понимания физических процессов, происходящих в ЭРД, целесо¬
образно кратко изложить некоторые представления о заряженных
частицах, плазме и способах их ускорения.
Как известно, электроны в атоме связаны с ядром кулоновски¬
ми силами, поэтому для их отрыва от атома необходимо затратить
некоторую энергию. Энергия, необходимая для перемещения элек¬
трона с орбиты атома на расстояние, с которого его возврат стано¬
вится маловероятным, называется энергией ионизации и обозна¬
чается еф;., где е — заряд электрона; <рг — “потенциал ионизации”.
Наименьшими значениями потенциалов ионизации обладают ще¬
лочные металлы. Принято различать поверхностную ионизацию,
когда ион получается при взаимодействии атома с поверхностью,
и объемную, когда ионы образуются в некотором объеме при вза¬
имодействии атомов с другими высокоэнергетичными частицами:
атомами (термическая ионизация), электронами (ионизация элек¬
тронным ударом), фотонами (фотоионизация) и т.д. Наиболее рас¬
пространенным способом является ионизация электронным уда¬
ром, когда атомы ионизуются в газовом разряде. Для ионизиро¬
ванного газа, содержащего большое количество ионов и электро¬
нов, было введено понятие плазмы. В простейшем случае плазма
состоит из однозарядных положительных ионов, электронов и
нейтральных атомов, причем концентрация ионов равна концент¬
рации электронов. В этом случае принято говорить о квазинейт¬
ральности плазмы, т.е. в плазме нет избытка зарядов положитель¬
ного или отрицательного знака. При ионизации первоначально об¬
разуется одинаковое число зарядов противоположных знаков, но
из-за большей подвижности электроны могут покидать рабочий
объем, и там будет преобладать положительный заряд, избыток
которого будет препятствовать уходу электронов. Если число заря¬
женных частиц мало, то создаваемые ими электрические поля
слишком слабы, чтобы определять их движение. В этом случае от¬
дельные ионы и электроны не оказывают влияния друг на друга,
и речь идет не о плазме, а об отдельных заряженных частицах.
Избыточные заряды, возникающие при нарушении равенства кон¬
327
центраций ионов и электронов, могут приводить к возникновению
электрических полей, способных формировать потоки разноимен¬
но заряженных частиц, покидающих объем, и восстановить равен¬
ство их концентраций. Чем больше энергия электронов, тем боль¬
шее электрическое поле ионов они смогут преодолеть; чем больше
концентрация частиц, тем более сильные электрические поля
будут возникать при нарушении условия квазинейтральности.
Анализируя эти положения, можно вывести количественный кри¬
терий, характеризующий условие сохранения квазинейтральности
(радиус Дебая): Дд ~ где Те — температура электронов, а
п — концентрация плазмы. Если характерный размер области, за¬
нятой плазмой, много больше радиуса Дебая, можно считать, что
она заполнена квазинейтральной плазмой, в противном случае мы
имеем дело с отдельными заряженными частицами.
Источником электронов могут служить металлы, в которых
28 29 —3
их концентрация составляет -10 —10 м . Чтобы покинуть ме¬
талл, электроны должны преодолеть электростатическое взаимо¬
действие с ионами. Это возможно, если их энергия больше так на¬
зываемой работы выхода е(ре. Минимальной величиной работы вы¬
хода обладают тугоплавкие металлы — вольфрам, молибден, рений.
Плотность электронного тока эмиссии из металла у при его нагре¬
ве до температуры Т определяется уравнением Ричардсона—Деш-
/ \
мана: у = А ^ехр
V
е%
кТ
, где А — постоянная Ричардсона; к — по-
У
стоянная Больцмана.
Движение заряженных частиц в электрическом и магнитном по¬
лях описывается уравнением Ньютона—Лоренца: тп = е (Й+ Й+Й),
где m — масса частицы; V — ее скорость; Е — напряженность
электрического поля; В — магнитная индукция. При отсутствии
магнитного поля из этого уравнения получается соотношение (5.1.2),
определяющее кинетическую энергию заряженной частицы в
электрическом поле. При отсутствии электрического поля частица
й йЙ е(ЙхЙ)
приобретает ускорение = — , перпендикулярное по направ¬
лению вектору скорости V, что возможно лишь при движении по
328
окружности. Таким образом, если магнитное поле перпендикуляр¬
но вектору скорости заряженной частицы, то она будет двигаться по
г,
окружности с постоянным радиусом R = —— и частота ее враще-
л еЗ
ния будет Юд = . Этот радиус принято называть ларморовским,
а частоту ларморовской или циклотронной. При рассмотрении в
более общем случае движения заряженной частицы в однородных
взаимно перпендикулярных электрическом и магнитном полях
можно определить, что она будет двигаться по циклоиде (движе¬
ние, аналогичное движению точки окружности колеса, катящего¬
ся по прямой без скольжения) в направлении, перпендикулярном
плоскости, в которой лежат векторы электрического и магнитного
полей. В этом случае скорость мгновенного центра вращения части¬
цы поперек магнитного поля называют скоростью дрейфа V = ^ .
Частицы противоположных зарядов будут вращаться в разных на¬
правлениях, но их движение (дрейф) будет осуществляться с оди¬
наковой скоростью.
Для получения тяги в ЭРД тем или иным способом ускоряют¬
ся ионы, поскольку масса электронов слишком мала для обеспече¬
ния с их помощью значимых величин тяги. Однако для предотвра¬
щения накопления электрического заряда на борту КЛА, его
должна покидать квазинейтральная струя. Поэтому под ускорени¬
ем ионов в ЭРД понимается ускорение плазмы при сохранении её
квазинейтральности.
Уравнение движения ионов в плазме при наличии электричес¬
кого и магнитного полей представляет собой следующее соотноше¬
ние:
Здесь М, е — масса и заряд иона; Е — напряженность электричес¬
кого поля; В — магнитная индукция; Fa — сила воздействия на
выбранный ион со стороны других ионов; Fie — сила воздействия
(5.2.1)
а для электронов, при пренебрежении их массой:
(5.2.2)
329
на выбранный ион со стороны электронов; Fее — сила воздействия
на выбранный электрон со стороны других электронов; Fei — сила
воздействия на выбранный электрон со стороны ионов (естествен¬
но, что te. = -t.e).
Принято разделять механизмы ускорения при микроскопичес¬
ком и макроскопическом подходах [5-4]. В первом случае исследу¬
ется движение выбранного иона, а во втором плазма рассматрива¬
ется как единая субстанция — токопроводящая “жидкость”.
При микроскопическом подходе анализ уравнения (5.2.1) по¬
казывает, что ион может быть ускорен силой еЕ — электростати¬
ческого механизма ускорения, силой Fu — под действием других
ионов, силой Fie — разгон ионов осуществляется потоком электро¬
нов (“электронный ветер”). Магнитное поле, воздействие которого
отражает член уравнения (T^xlf), может изменить траекторию
иона, но не ускорить его. Для реализации макроскопического под¬
хода необходимо умножить все члены уравнений (5.2.1) и (5.2.2)
на концентрацию плазмы, а затем их сложить. В результате этих
i_i „ d\^ _—> т->
действии получим: р —jj = -\р + j х В , где р — плотность плазмы;
— градиент давления; Дх if — сила Ампера (векторное произ¬
ведение плотности тока в единице объема плазмы на величину маг¬
нитной индукции). Другими словами, плазму можно ускорить, ис¬
пользуя градиент давления или силу Ампера. Реализация процес¬
са ускорения с помощью градиента давления — это использование
широко известного теплового механизма ускорения, присущего
всем реактивным двигателям, только вместо нейтральных частиц
ускоряются заряженные.
На рис. 5.2.1 представлена одна из возможных схем классифи¬
кации ЭРД с учетом изменения концентрации плазмы п, скорости
потока Рпот и величины индукции магнитного поля В.
Среди всех разновидностей ЭРД можно выделить четыре груп¬
пы, которые различаются по организации процесса ускорения:
- двигатели с тепловым механизмом ускорения (ТП), в которых
разгон рабочего тела осуществляется под действием гради¬
ента давления;
- двигатели с электромагнитным механизмом ускорения (ЭМ),
в них плазма ускоряется преимущественно силой Ампера;
330
- двигатели с замкнутым дрейфом электронов (ЗД), в которых
ионы ускоряются электрическим полем, созданным дрейфу¬
ющими в азимутальном направлении электронами;
- двигатели с чисто электростатическим механизмом ускоре¬
ния (ЭС), когда ионы ускоряются разностью потенциалов,
приложенной между сетчатыми электродами.
Тепловой механизм ускорения, требующий относительно
плотной среды (концентрации РТ), реализуется в электронагрев-
ных двигателях (ЭНД), в которых рабочее тело разогревается при
контакте с омическим нагревателем за счет конвективного тепло¬
обмена и ускоряется в сопле. За рубежом эти двигатели имеют на¬
звание resistorjet. Более высокие температуры РТ достигаются при
использовании в качестве “нагревателя” электрической дуги. При
этом механизм ускорения остается тем же самым, а плотность
среды может быть уменьшена. Данный тип двигателя получил на¬
звание электродугового (ЭДД) или arcjet. В ЭДД иногда использу¬
ется магнитное поле для стабилизации горения дуги.
331
Ускорение объемной электромагнитной силой (преимущест¬
венный механизм ускорения) осуществляется в торцевом сильно-
точном плазменном двигателе с собственным магнитным полем
(ТСД) и торцевом холловском двигателе (ТХД), в мировой литера¬
туре данные типы двигателей называются magnetoplasma dynamic
(MPD). Поскольку для эффективной работы этих двигателей тре¬
буются большие мощности (порядка нескольких сотен кВт), недо¬
стижимые в настоящее время на современных КЛА, были созданы
и успешно эксплуатируются импульсные двигатели (ИПД) — pulse
plasma thrusters (РРТ). В ИПД энергия предварительно накапли¬
вается в электрических конденсаторах, что позволяет снизить уро¬
вень потребления электроэнергии от энергоустановки КЛА. Про¬
цессы образования и ускорения плазмы происходят в момент раз¬
ряда конденсатора. В ИПД реализуются как тепловой, так и
электромагнитный механизмы ускорения. Максимальные значе¬
ния индукции магнитного поля необходимы для организации ра¬
бочего процесса в ТХД. При уменьшении плотности РТ до уровня
менее 10 м длины свободного пробега частиц становятся соизме¬
римыми или превосходят размеры двигателя. В результате иониза¬
ция атомов не локализуется в районе электродов, а равновероятно
происходит в любой точке плазменного объема. Токи в плазме ста¬
новятся менее выраженными, и ускорение за счет градиента дав¬
ления и объемных электромагнитных сил сменятся на ускорение
ионов в электростатическом поле. Для эффективной реализации
последнего механизма ускорения необходимо уменьшить подвиж¬
ность электронов. Это достигается с использованием электромаг¬
нитного поля в двигателях с анодным слоем (ДАС) — anode layer
thruster (TAL) и стационарном плазменном двигателе (СПД) —
stationary plasma thruster (SPT) или hall effect thruster. В ионных
двигателях ионизация происходит в отдельном устройстве, а раз¬
деление ионов и электронов осуществляется с помощью сетчатых
электродов. Ионные двигатели — ion thrusters — подразделяются
по способу получения ионов: в газовом разряде — плазменно-ион¬
ный двигатель (ПИД); за счет эмиссии с нагретой поверхности —
ионный двигатель (ИД) — field emission thruster-, за счет эмиссии
заряженных капель жидкости — коллоидный двигатель (КД) —
colloidal thruster. Магнитное поле в ионных двигателях присутст¬
вует только в газоразрядных камерах ПИД.
332
5.3. Расчет основных параметров ЭРД
Двигатели с тепловым механизмом ускорения. В этих двига¬
телях ускорение рабочего тела, создающего тягу, осуществляется
под действием градиента давления. В данном типе ЭРД электри¬
ческая энергия переходит в тепловую, а та — в кинетическую.
Тепловая энергия рабочего тела при расширении в сопле транс¬
формируется в кинетическую энергию истекающей струи точно
так же, как и в традиционных жидкостных ракетных двигателях.
Поэтому все основные формулы для расчета характеристик двига¬
телей совпадают с ЖРД, хотя при расчетах для данного типа ЭРД
приходится учитывать некоторые специфичные особенности рабо¬
чего процесса в нем.
Схема электронагревного двигателя довольно проста и приве¬
дена на рис. 5.3.1.
Рис. 5.3.1. Схема электронагревного двигателя:
1 — камера нагрева; 2 — изолятор; 3 — нагревательный элемент;
4 — сопло; 5 — экранно-вакуумная тепловая изоляция
В камере нагрева 1 рабочее тело (газ) разогревается с помощью
нагревательного элемента 3, в электрическом отношении развя¬
занного с корпусом изолятором 2. Далее газ расширяется в сопле 4,
преобразуя тепловую энергию в кинетическую и создавая тягу.
Для уменьшения тепловых потерь корпус двигателя покрывается
теплоизоляцией 5.
333
Принято разделять конструктивные схемы ЭНД на схемы с
внутренним нагревом и внешним. При внутреннем нагреве газ не¬
посредственно соприкасается с нагревателем, при внешнем такой
контакт отсутствует. В первом случае имеется возможность реали¬
зовать поток с максимальной температурой, но при этом возможно
химическое взаимодействие материала нагревателя и рабочего
тела, что уменьшает ресурс работы двигателя. При внешнем на¬
греве рабочее тело движется по специальному теплообменнику,
охватывающему нагреватель, что защищает последний от контак¬
та с РТ, но снижает эффективность нагрева последнего.
Оценка размеров двигателя при его работе на водороде пока¬
зывает, что при тяге 0,5 Н, скорости истечения 8000 м/с и давле-
нии в камере нагрева на уровне ~10 Па, диаметр критического се¬
чения сопла должен быть dKp < 1 мм. Для эффективного нагрева
РТ необходимо повышать давление рабочего газа, но это приводит
к необходимости иметь dKp менее 1 мм, что с учетом роста толщи¬
ны пограничных слоев в критическом сечении способствует, в ко¬
нечном счете, снижению характеристик двигателя.
Важнейшей проблемой создания реальных конструкций ЭНД
является уменьшение потерь на теплопроводность и излучение.
Это решается путем введения в конструкцию двигателя тепловых
сопротивлений и экранов, затрудняющих отток тепла от узла на¬
грева РТ. В современных моделях двигателей тепловые потери не
превышают 4—6%.
Поскольку при тепловом механизме ускорения скорость исте¬
чения пропорциональна корню квадратному из отношения темпе¬
ратуры газа к его молекулярной массе, то наилучшие результаты
по величине удельного импульса в ЭНД получены при использова¬
нии в качестве РТ водорода. Скорости истечения в этом случае
могут достигать 8000 м/с, но сложности, связанные с длительным
хранением водорода на борту КЛА, заставляют использовать
такие вещества, как гидразин, аммиак, азот и другие. Отказ от во¬
дорода приводит к снижению величины удельного импульса. Ре¬
ально его диапазон лежит в пределах от 2200 до 3500 м/с при цене
тяги (отношении потребляемой электрической мощности к тяге)
-2,0—3,5 Вт/мН. При этом одно и то же конструктивное решение
допускает использование различных рабочих тел. Например, дви¬
гатель, разработанный фирмой “Марквардт” (США), электрона¬
греватель которого был выполнен в виде щелевого вольфрамового
334
теплообменника, при работе на водороде имел удельный импульс
6700 м/с, а при работе на аммиаке — 3100 м/с. Значения цены
тяги при этом соответственно составили 4,9 Вт/мН и 3,5 Вт/мН; а
КПД— 0,65 и 0,46. Существующие конструкции ЭНД, использую¬
щиеся на современных КЛА, имеют мощности 0,3—3 кВт и обес¬
печивают уровень тяги 0,01 — 1 Н.
Для ЭНД тяга Р и скорость истечения V, как и для любого
двигателя с тепловым механизмом ускорения (например, ЖРД),
рассчитываются по формулам:
Р = туа + Fa(pa - рн);
(5.3.1)
где т — расход рабочего тела; F — площадь сечения сопла; п —
показатель политропы; R — универсальная газовая постоянная; Т —
температура нагрева газа; р — давление (индексы а — для среза
сопла; к — для камеры нагрева; н — для окружающей двигатель
атмосферы). Поскольку ЭНД используются в космическом про¬
странстве, то можно считать рн = 0.
В малоразмерных соплах учет пограничного слоя, размеры ко¬
торого соизмеримы с радиусом критического сечения, теоретичес¬
ки затруднителен из-за больших градиентов давления. Оценки по¬
казывают, что толщина пограничного слоя может составлять 50—
200 мкм, поэтому для расчета усредненных по сечению сопла ско¬
ростей и расхода газа пользуются поправочными коэффициента¬
ми, которые определяются экспериментально. С учетом этих коэф¬
фициентов выбираются (см. рис. 5.3.1) длина сопла /с, диаметр
выходного сечения da и радиус образующей критического сече¬
ния. Эти коэффициенты, определяемые как отношение идеальных
параметров ускоренного потока газа к измеренным, называют: ко¬
эффициентом скорости или эффективности сопла ф, коэффициен¬
том расхода (I, коэффициентом тяги
Ф = тг-. V = ^ = ФИ, <5-3-2)
v ид ^ид
где индексом “ид” обозначены идеальные значения параметров.
335
Экспериментальные результаты хорошо аппроксимируются
следующими зависимостями:
(р = 0,56Re0,0627, г =-f, Re = —“— ,
кр п+1 ndKpT)B
\1 =
R0 + 0,025а!
\
0,01ft-
Я0 + 0,387d
кр
2Л0 + O.ld^f’2Y 1 f’5
кр
Re
V
(0,97 + 0,96л)
(5.3.3)
где Re — число Рейнольдса в критическом сечении сопла; cL„ —
диаметр критического сечения сопла; Г|в — коэффициент динами¬
ческой вязкости, который зависит от температуры и рода рабочего
тела; Ткр — температура газа в критическом сечении; RQ — ради¬
ус кривизны сопла в критическом сечении.
Зависимости коэффициентов расхода и скорости от числа Рей¬
нольдса имеют одинаковый характер изменения, поскольку отра¬
жают один и тот же процесс — торможение потока в пограничном
слое. Если длина свободного пробега частиц становится соизмери¬
мой с радиусом кривизны критического сечения сопла, то величи¬
ны этих коэффициентов резко падают. При небольших значениях
чисел Рейнольдса ср и ц быстро уменьшаются до значений 0,6 и
ниже. Если в соплах с большим диаметром критического сечения
(»1 мм) коэффициент скорости можно поднять за счет профилиро¬
вания стенок сопла и степени его расширения, то для малоразмер¬
ных сопел влияние специальных геометрических профилей, как в
критическом, так и в закритическом сечениях, а также влияние
степени расширения крайне невелико.
Рассчитав ф и (X, следует уточнить потребную температуру газа
и его расход для получения заданных величин тяги и удельного
импульса.
Несмотря на привлекательность и доведенность, электрона-
гревные двигатели имеют малую скорость истечения, что является
ограничением для их применения при решении перспективных
транспортных задач.
В электродуговых двигателях (рис. 5.3.2) для нагрева рабоче¬
го тела используется электрическая дуга 5, горящая между стерж¬
невым катодом 3 и расширяющейся частью анода — соплом 4.
336
Анод 1 и катод 3 электрически изолированы друг от друга изоля¬
тором 2. Для увеличения времени контакта РТ с каналом дуги
критическое сечение выполнено в виде стабилизационного канала
протяженностью 1К.
Рис. 5.3.2. Схема электродугового двигателя:
1 — анод; 2 — изолятор; 3 — катод; 4 — сопло; 5 — канал электри¬
ческой дуги
Температура дуги может достигать 20000 градусов, поэтому
скорость истечения в этом типе двигателя выше, чем у ЭНД. Вмес¬
те с тем, поскольку ЭДД покидает высокоэнтальпийная струя час¬
тично ионизованного газа и имеются потери, связанные с выпаде¬
нием заряженных частиц на электроды, КПД этого двигателя су¬
щественно ниже, чем у ЭНД, а цена тяги — существенно выше.
Интерес к использованию электродуговых двигателей на КЛА
объясняется тем, что в условиях ограниченной электрической
мощности на борту аппарата и недостаточно большого ресурса
ряда систем применение ЭДД оказывается конкурентоспособным с
другими типами электроракетных двигателей. Кроме того, приме¬
нение в ЭДД тех же самых рабочих тел, которые используются в
устанавливаемых на современных КЛА ЖРД и ЭНД, позволяет
использовать уже созданные системы хранения и подачи РТ. По¬
скольку удельный импульс ЭДД выше, чем у ЖРД и ЭНД, его
применение приводит к экономии массы рабочего тела и увеличе¬
нию времени функционирования космического аппарата.
337
Первая модель ЭДД мощностью 4 кВт была испытана NASA
(США) на спутнике SERT в 1962 году — она отработала на водороде
24 минуты с КПД 0,3—0,1 при удельном импульсе 6000—14000 м/с.
Следует отметить, что для электродуговых двигателей характерно
снижение КПД при увеличении удельного импульса. Дальнейшие
исследования маломощных двигателей на водороде были проведе¬
ны в исследовательском центре Льюиса (США) в 1991 —1993 гг. В
диапазоне мощности 1—4 кВт получены следующие результаты:
удельный импульс 5000—8000 м/с при токах разряда 5—30 А и
разности потенциалов на электродах 50—150 В, КПД 0,5—0,2. В ФРГ
в тот же период проводились исследования лабораторной модели
двигателя мощностью 1—2 кВт, работающей на смеси N2 + 2Н2 (ана¬
лог гидразина), с радиационно-охлаждаемым анодом. При расхо-
е
де (4,0—5,5)-10 кг/с достигнут удельный импульс 4300 м/с, а КПД
равнялся 0,34—0,35. Одновременно с такими испытаниями разра¬
батывались и испытывались в Германии, Японии, Италии модели
двигателей мощностью 5 —10 кВт, работающие на газах Н2,
N2+2H2, NH3.
С 1985 года в Лаборатории Реактивного Движения (JPL) раз¬
рабатывались для маршевых задач полета КЛА модели ЭДД мощ¬
ностью до 25—30 кВт с использованием аммиака и водорода в каче¬
стве РТ. Основные результаты испытаний водородных двигателей
максимальной мощностью 30 кВт и работавших в диапазоне 5—30 кВт
показали, что при мощностях ~5—10 кВт и расходах рабочего тела
~(3—6) • 10-5 кг/с реализуются режимы с токами разряда -40—90 А
при напряжении -120—140 В. Были получены величины: тяги
0,286—0,613 Н, удельного импульса 9440—12000 м/с. КПД при
этом составил 0,34—0,29. На модели 30-киловаттного двигателя
проведены ресурсные испытания -10000 часов при удельном им¬
пульсе около 8000 м/с.
Основными вопросами при разработке ЭДД являются: обеспе¬
чение условия стабильности горения дуги, ее удлинение для улуч¬
шения нагрева РТ и защиты электродов от чрезмерного локально¬
го разогрева и разрушения. Технические решения, направленные
на это, заключаются в увеличении энергетических потерь за счет
введения в цепь питания балластного сопротивления; ограниче¬
ния канала дуги холодными стенками или подачей газа в места ве¬
роятной привязки дуги; вихревой стабилизации — уменьшении
338
диаметра канала дуги — путем закрутки вводимого газа; а также
формирования канала дуги магнитным полем.
Основными геометрическими параметрами ЭДД являются (см.
рис. 5.3.2): расстояние между катодом и входом в стабилизацион¬
ный канал I , длина канала L и его диаметр cL. Кроме геометри-
д к к
ческих параметров, двигатель характеризуется параметрами рабо¬
чего процесса: расходом рабочего тела т, напряжением (Ур и током
/р разряда.
Провести расчет ЭДД с учетом всех физических процессов,
происходящих в нем, очень сложно, поэтому обычно пользуются
соотношениями, полученными при обработке многочисленных
экспериментов. Эти соотношения являются моделями идентифи¬
кации и поэтому действительны только в определенном диапазоне
изменения параметров, в частности, при использовании в качестве
рабочего тела водорода в диапазоне изменения параметров:
При постоянных значениях расхода т, диаметра стабилизаци¬
онного канала dK и расстояния от среза катода до конечного среза
стабилизирующего канала I - lR + 1к напряжение разряда Up прак¬
тически не зависит от тока разряда. Его значение можно считать
постоянным и рассчитывать по формуле
2 • 10-3 м < d < 5 • 1(Г3 м;
К
5 ■ 1СГ3 м < 1С < 10 10-3 м;
(5.3.4)
5 • 10 5 кг/с < т < 3 ■ 10 4 кг/с;
2 • 10~4 А/м < < 2,5 • 10~5 А/м.
р
(5.3.5)
Удельный импульс
V У
(5.3.6)
339
Используя вышеизложенные сведения при заданных геомет¬
рических параметрах двигателя, расходе водорода и токе разряда,
можно определить: напряжение разряда, удельный импульс, тягу,
мощность и КПД двигателя, причем можно оценить и потери, свя¬
занные с выпадением заряженных частиц на катод и анод.
Наличие плазменного образования (дуги) связано с генера¬
цией заряженных частиц в объеме двигателя и их гибелью на ано¬
де и катоде. Мощность, выделяемая при выпадении ионов на
катод
Кк = а /р(ДЕ7к + ф, - есрЛ (5.3.7)
где а — доля ионного тока (0,25—0,3 от тока разряда); фг — потен¬
циал ионизации рабочего тела; AUK — прикатодное падение потен¬
циала (-10 В); ефк — работа выхода электрона для материала катода.
Следует учесть, что с катода уходит мощный поток электронов, ко¬
торый осуществляет так называемое электронное охлаждение.
Мощность, уносимая этим потоком
ЛГЭ0 = (1-а)/рефк. (5.3.8)
На аноде мощность выделяется за счет выпадающих на него
электронов:
2 kTe
АН н
а е
+ е<Ра
(5.3.9)
где ДНа — прианодное падение потенциала (-5—10 В); k — посто¬
янная Больцмана; Т — температура электронов в плазме (-1 эВ);
йфа — работа выхода для материала анода.
Оценки показывают, что на катоде при фг = 12—15 В; АНК = (2—3)ф^
ефк = 5 В и плотности тока ионов на уровне -2 10 А/м удельный
ft р Cif\ Л _
тепловой поток составит -8 10 Вт/м . Для анода —-— = 2 В;
АНа~0; ефа = 5 В; плотность тока электронов -10 А/м , а удель-
ft 9
ный тепловой поток ~(7—8) 10 Вт/м . При таких потоках темпе¬
ратура катода достигает -3000 К, а анода -2500 К. Отвод тепла с
340
6 2
катода осуществляется термоэмиссией -4 10 Вт/м ; излучением
—6 g _с 2
-3-10 Вт/м и теплопроводностью -10 Вт/м ; с анода — только
излучением. Мощности энерговыделения при выпадении заряжен¬
ных частиц на катод и анод сопоставимы с тепловыми потоками в
критическом сечении ЖРД, поэтому конструкционными материа¬
лами ЭДД являются молибден и вольфрам.
Двигатели с электромагнитным механизмом ускорения. В
относительно плотной плазме при концентрациях частиц более
чем Ю20 м 3 основные процессы образования плазмы локализова¬
ны вблизи электродов. Здесь на расстоянии порядка радиуса Дебая
происходит падение потенциала, заряженные частицы набирают
энергию, осуществляется ионизация. Во всем остальном практи¬
чески эквипотенциальном пространстве плазменного образования
текут токи, при взаимодействии которых с магнитным полем воз¬
никает объемная электромагнитная сила (сила Ампера). Эту силу
можно использовать для разгона плазмы. По мере снижения кон¬
центрации плазмы объемная электромагнитная сила будет все
больше превалировать над градиентом давления, определяющим
тепловой механизм ускорения.
Переход от теплового механизма ускорения к магнитоплазмо¬
динамическому (ускорению силой Ампера) реализуется в сильно-
точных плазменных с собственным магнитным полем, в торцевых
холловских и импульсных двигателях.
К плазменным двигателям с собственным магнитным полем
относятся коаксиальные сильноточные двигатели с длинным
стержневым катодом и торцевые сильноточные двигатели (ТСД) с
укороченным катодом, на торцах анода которых замыкается ток
разряда. Схема торцевого сильноточного двигателя представлена
на рис. 5.3.3. При подаче сквозь стержневой катод рабочего тела
между ним и анодом зажигается разряд. Вектор тока, текущего в
образовавшейся плазме, имеет две составляющие: радиальную 1Г и
осевую 12. Осевая составляющая тока создает азимутальное магнит¬
ное поле , а взаимодействие радиальной составляющей плотности
тока jr с азимутальным магнитным полем приводит к появлению
силы Ампера = / х ускоряющей плазму в осевом направле¬
нии.
341
г
Рис. 5.3.3. Схема торцевого сильноточного двигателя
Коаксиальные двигателии ТСД — принципиально сильноточ¬
ные, так как магнитное поле в плазме создается током, текущим
по центральному электроду или непосредственно в ускоряемом по¬
токе плазмы. Данная особенность определяет и уровень мощности,
при которой тяговая эффективность двигателя составляет 0,4—0,6
— это 200—1000 кВт и более. За рубежом абсолютное большинст¬
во экспериментов на двигателях данного типа проводилось в ква-
зистационарном режиме с длительностью импульса тока 100—
1000 мкс и использованием таких газов, как Н2, N2, N2+2H2, Ar.
На режимах устойчивой работы двигателей были получены ре¬
зультаты, представленные в табл. 5.3.1.
Таблица 5.3.1
РТ
Расход,
1(Г6
кг/с
Ток
разряда,
кА
Напряжение
разряда,
В
Удельный
импульс,
км/с
Тяга,
Н
КПД
Н2
40
10
160
50
20
0,3
Аг
137
7
30
5,1
7
0,15
N2+2H2
44
6
65
12
5,7
0,08
Основной причиной ограничения удельного импульса и КПД
двигателя является нарушение устойчивости течения плазмы при
342
ускорении вследствие раскачки ионно-звуковых колебаний в при-
анодной области, обеспечивающих замыкание тока на анод (явле¬
ние “кризиса тока”).
Анализ большинства опубликованных данных по испытаниям
ТСД показывает, что при использовании газообразных РТ не уда¬
ется получить высокие удельные импульсы и КПД. Исключение со¬
ставляют двигатели, работающие на водороде, но в этом случае КПД
порядка 0,6 достигается при удельных импульсах 100—120 км/с,
что на сегодняшний день является избыточным для большинства
космических задач. Кроме того, как уже отмечалось, крайне за¬
труднительно обеспечить длительное хранение водорода в космосе
при больших объемах баков.
В начальный период исследования ЭРД в СССР и США прово¬
дились эксперименты с двигателями, работающими на литии.
Так, в 1972—1974 гг. в СССР были разработаны и испытаны ста¬
ционарные двигатели мощностью 150—1000 кВт. Результаты этих
экспериментов показали, что при мощности -500 кВт в единичном
модуле КПД двигателя составляет 0,65 при удельном импульсе
50 км/с, токе разряда 9 кА и напряжении 55 В. В конце 70-х
годов эти работы были в основном свернуты из-за отсутствия пер¬
спектив получения необходимой мощности на борту КЛА [5-5].
Согласно формуле Мекера, тяга ТСД зависит от тока разряда
и соотношения радиуса анода га и катода гк:
Р = 1(Г7/р
(5.3.10)
а расход определяется по известному соотношению т =
Р
j-, где
Jуд — удельный импульс.
Радиус катода выбирается для обеспечения нужного тока эмис-
о
сии с учетом того, что плотность тока составляет (2—4)-10 А/м .
Многочисленные эксперименты показывают, что оптимальное зна¬
чение соотношения радиусов анода и катода лежит в диапазоне от
3 до 5. Для работы двигателя с малыми значениями прианодного
скачка потенциала необходимо задавать радиусы катода и анода
так, чтобы отношение квадрата силы тока разряда к расходу было
меньше критического значения А0 = (0,8—1,5)10 А с/кг. В
противном случае плотность плазмы вблизи анода уменьшается, что
343
затрудняет замыкание электронного тока на анод, приводит к рез¬
кому возрастанию прианодного скачка потенциала, увеличению
выделяемой на аноде мощности и его разрушению. Полученные
при оценках значения тока разряда, расхода и соотношение ради¬
усов электродов необходимо проверить на соответствие критичес¬
ким режимам. Если эти параметры удовлетворяют указанным
выше критическим значениям А0, то можно продолжить расчеты,
если нет, то следует внести коррективы, например, уменьшить со¬
отношение геометрических размеров. Длина анода La обычно
равна его диаметру.
Уравнение сохранения энергии для ТСД можно представить
в следующем виде: 7р£7р = Акин + iVH0H + ^эл• Подводимая мощ¬
ность / С7 тратится на ускорение плазмы Акин, ионизацию рабо¬
чего тела Аион, а также выделяется при взаимодействии заря¬
женных частиц на электродах N . Кинетическая мощность струи:
mV2 e(Pi ™
^кин = 3атРаты на ионизацию: Аион = , где е — заряд
электрона; Ма — масса атома; ср£ — потенциал ионизации рабочего
тела.
Выделяемая на электродах мощность Аэл складывается из
значений на катоде NK и аноде Na и определяется с использовани¬
ем соотношений (5.3.7) и (5.3.9) при AUK = (1—2)фг, и Те ~ 1 эВ.
Определив мощность разряда и зная ток разряда, можно най-
ти напряжение разряда: U = -т— и тяговый КПД:
■'р
_ mV2
Пг 2^эл'
(5.3.11)
Отсутствие перспектив создания и использования на КЛА
энергетических установок мощностью более 100 кВт определило
развитие исследований сильноточных двигателей средней мощнос¬
ти (25—100 кВт), а именно — плазменных двигателей с внешним
магнитным полем. В отечественной литературе их обычно называ¬
ют торцевыми холловскими двигателями (ТХД).
Интересные данные для практического конструирования ТХД
были получены в России при экспериментальном исследовании
344
стационарного двигателя мощностью 25—30 кВт [5-4], работаю¬
щего на литии. Существенное значение с точки зрения практичес¬
кого применения ТХД имеют сведения о степени эрозии электро¬
дов двигателя в процессе работы. Для квазистационарных ТХД,
использующих в качестве рабочего тела газы, наиболее характер¬
на степень эрозии вольфрамового катода (как наиболее слабого
элемента двигателя), что ставит под сомнение возможность реали¬
зации подобного режима работы при решении реальных марше¬
вых задач космического полета. При стационарных режимах рабо¬
ты на газах величина уноса массы падает. Еще более низким уно¬
сом массы обладает катод, работающий в стационарном режиме на
парах щелочных металлов. Этого, однако, недостаточно для реа¬
лизации возможных практических задач. Поэтому были предпри¬
няты попытки по разработке катода двигателя с улучшенными
эрозионными характеристиками. Такой катод обеспечивал подачу
в его активную область присадки бария в паровой фазе. Установ¬
лено снижение температуры катода двигателя на 300 К, а напря¬
жения разряда на 3—4 В при практически неизменных тяговых
характеристиках.
Экспериментальные исследования стационарных литиевых
ТХД, проведенные в 1975—1998 годах, показали возможность по¬
лучения удельного импульса 35—45 км/с при полном КПД поряд¬
ка 0,45 и мощности 130—150 кВт.
Механизм ускорения в ТХД довольно сложен. Наличие собст¬
венного и внешнего магнитных полей порождает возникновение
трех компонент объемной электромагнитной силы, направленных
по радиусу г, углу ф и вдоль оси двигателя Z.
В результате поток плазмы не только ускоряется вдоль оси, но
сжимается вокруг нее и закручивается. Вследствие этого в ТХД
проявляются все механизмы ускорения плазмы. Вдоль оси, где
скорость потока параллельна силовым линиям магнитного поля,
преобладает влияние градиента давления. В остальных частях
двигателя, где скорость потока не параллельна вектору В, ускоря¬
ют и формируют поток плазмы преимущественно объемные электро¬
(5.3.12)
345
магнитные силы. Вблизи анода, где плазма разреженная, ускоре¬
ние частиц осуществляется электростатической силой.
Тяга ТХД имеет газодинамическую, электромагнитную и
электростатическую составляющие Р = Ргд + Рэм + Рэс. Значение
каждой из них зависит не только от мощности двигателя, но и от
режима работы при заданной мощности (тока разряда, напряже¬
ния разряда, расхода РТ). Газодинамическая составляющая тяги
Ргд = 0,2та (где т — расход РТ; а — скорость звука) равна при¬
мерно 30—35% тягового усилия. Электромагнитная составляю¬
щая складывается из сильноточной и холловской составляющих
—7 2
Рэм = Рх + Pj, где Pj ~ kp-10 /р — сильноточная составляющая;
/р — ток разряда; kp — коэффициент пропорциональности, лежа¬
щий в диапазоне 1,33 > kp > 0,83; холловская составляющая тя¬
ги Pv = 0,1 / Ва£>, где Ва и Da — соответственно величина ин-
-Л. р а а. с! а
дукции магнитного поля у анода и его диаметр. По экспери¬
ментальным данным, для Iр = 0,4 — 3 кА; Ввн = 0,05—0,12 Тл;
т = (20—120)-10_6 кг/с доля электромагнитной составляющей тя¬
ги -30—40%. Доля электростатической составляющей существен¬
но ниже, и ею при оценках пренебрегают.
В настоящее время не существует простой методики, позво¬
ляющей оценить параметры ТХД, и при его проектировании в ос¬
новном приходится опираться на экспериментальные данные.
Приближенно в наиболее целесообразном диапазоне мощности
разряда 50 < Np < 200 кВт суммарная тяга ТХД составляет
Р =
V
в
1 —-
в
к
(5.3.13)
где Вк — величина индукции магнитного поля у катода.
Оценку остальных параметров можно проводить с использова¬
нием приведенных выше соотношений для ТСД.
Ускорение плазмы может реализовываться не только при ста¬
ционарном существовании разряда, но и в импульсном режиме с
характерной длительностью т - 1—100 мкс. Двигатели с таким ре¬
жимом работы называют импульсными плазменными двигателя¬
ми (ИПД). В таком режиме могут работать и ЭДД и ТСД.
346
В конструкции импульсного двигателя источник электроэнер¬
гии КЛА используется, чтобы зарядить конденсаторы формирова¬
ния импульса. Когда пластины конденсатора заряжаются до раз¬
ности потенциалов, при которой происходит пробой РТ, на
электродах формируется электрическая дуга. Существование эф¬
фекта самопробоя РТ делает ненужным использование переключа¬
теля или пусковой цепи. Энергия, накопленная на конденсаторах,
передается газу в коротких 3—10-микросекундных импульсах при
частотах цикла работы двигателя в несколько килогерц. Макси¬
мальный удельный импульс в 3350 м/с был достигнут на гелии
при мощности 155 Вт, и КПД составил 0,32. Такие импульсные
электрические двигатели устойчиво функционируют при потреб¬
ляемых уровнях мощности в диапазоне 50—200 Вт.
Большее распространение получили так называемые абляци¬
онные ИПД, в которых рабочее тело в твердом виде находится
между катодом и анодом. Конфигурация электродов часто близка
к конфигурации электродов ТСД. Для обеспечения надежного за¬
пуска используется инициирующее устройство (игнайтер), распо¬
ложенное на оси двигателя, которое по существу является миниа¬
тюрным ИПД. Появление плазмы, генерируемой игнайтером, об¬
легчает зажигание разряда между катодом и анодом. В большин¬
стве таких устройств в качестве рабочего вещества используется
твердый диэлектрик, выделяющий газообразные продукты в ре¬
зультате процесса абляции под воздействием тепловой и лучистой
энергий генерируемого электрического разряда. Достоинствами
абляционного ИПД являются простота конструкции, надежность,
постоянная готовность к работе, дешевизна, высокая точность уп¬
равления КЛА. Однако эффективность ИПД невысока и существу¬
ет проблема создания легких конденсаторных батарей нужной
мощности.
Согласно современным представлениям, только 20—40% ис¬
парившегося вещества покидают ускорительный канал ИПД со
скоростями порядка 20000—30000 м/с. Это та часть вещества, ко¬
торая ускоряется объемной электромагнитной силой (силой Ампе¬
ра), возникающей в результате взаимодействия разрядного тока
с собственным магнитным полем. Остальные 60—80% рабочего
вещества покидают ускорительный канал ИПД со скоростями
-500—5000 м/с. Это связано с тем, что испарившееся рабочее ве¬
щество не успевает вступить во взаимодействие с разрядным
током в течение длительности импульса тока. В связи с этим зна¬
347
чения среднемассовой скорости плазмы на выходе из ускоритель¬
ного канала ИПД при приемлемых значениях единичного импуль¬
са тяги обычно не превышают -8000—12000 м/с.
Основными техническими проблемами ИПД в настоящее
время являются чрезмерное запаздывание по отношению к раз¬
рядному току испарения рабочего вещества и связанное с этим об¬
стоятельством неэффективное ускорение значительной части гене¬
рируемой плазмы, что в целом отрицательно влияет на эффектив¬
ность двигателя, а также потери рабочего вещества, имеющие
место в процессе ускорения. Потери рабочего вещества происходят
из-за пространственно-временного несоответствия двух процессов,
происходящих в ускорительном канале ИПД, конкретно — вслед¬
ствие:
- относительно быстрого процесса (тпр~1,5—3 мкс) формиро¬
вания и ускорения области разрядного тока (токовой пере¬
мычки);
- относительно медленного процесса разогрева рабочих по¬
верхностей рабочего вещества, его ионизации, формирова¬
ния потока плазмы и его ускорения (тпр - 7—12 мкс).
Правильный выбор параметров полного электрического сопро¬
тивления (импеданса) системы электропитания, токоподводов и
электродов позволяет существенно улучшить интегральные пара¬
метры ИПД и получить рекордные для этого типа двигателя скорос¬
ти истечения 18000 м/с и КПД 0,25—0,4 при мощностях потребле¬
ния порядка 100 Вт. Эти двигатели могут быть использованы для
очень точной ориентации сравнительно простых по конструкции и
дешевых КЛА, имеющих массы в диапазоне от 50 до 500 кг.
Оценку параметров ИПД (удельного импульса Jyд и тягового
КПД r|t) можно произвести на основе эмпирических соотношений,
полученных при обработке экспериментальной информации испы¬
таний двигателей при индукции LQ < 10 нГн, энергии конденсато¬
ров в диапазоне 0,5 < W < 3,5 Дж и РТ с атомными единицами
массы для диапазона 5 < а.е.м. < 100:
(5.3.14)
Т|, = (0,83ЖК + 2,5 j 10-5 е/уД +(o,03WK + 0,2^.
348
Двигатели с электростатическим механизмом ускорения. В
относительно разреженной плазме при концентрациях частиц мень-
20 —3
ше 10 м длины свободного пробега частиц становятся больше,
чем характерные размеры устройств. В результате этого столкнове¬
ния и процессы ионизации происходят в любой точке плазменного
объема. В плазме возможно формирование электрических полей,
и на первое место по эффективности выходит механизм ускорения
ионов в электрическом поле. Для уменьшения тормозящего влия¬
ния электронов на ускорение ионов последние необходимо “оста¬
новить”. Это выполняется с помощью сетчатых электродов в
ионно-оптической системе (ИОС) или взаимно перпендикулярных
электрического и магнитного полей. Электростатический меха¬
низм ускорения реализуется в ионных двигателях и двигателях с
замкнутым дрейфом электронов.
Рассмотрим особенности их работы и методы расчета парамет¬
ров на примере широко применяемых в космической технике
плазменно-ионного двигателя (ПИД) и стационарного плазменного
двигателя (СПД).
Плазменно-ионные двигатели. Любой ионный двигатель со¬
стоит из трех основных узлов: источника ионов, системы ускоре¬
ния и нейтрализатора. В источнике ионов атомы рабочего тела
превращаются в ионы, в системе ускорения они разгоняются до
необходимой скорости, а нейтрализатор компенсирует заряд струи
ионов для того, чтобы КЛА покидал квазинейтральный поток
плазмы, так как в противном случае, по мере истечения ионов, ап¬
парат приобретал бы отрицательный заряд и истечение ионов пре¬
кратилось бы. По сравнению с другими типами ЭРД ионный дви¬
гатель несколько сложнее в конструктивном отношении, зато на¬
личие отдельных функциональных блоков, в которых происходит
образование ионов, их ускорение и нейтрализация, позволяет до¬
сконально изучить в них рабочие процессы и реализовать их с
максимальной эффективностью для того или иного режима рабо¬
ты двигателя.
В плазменно-ионном двигателе (ПИД, рис. 5.3.4) рабочее тело
подается в газоразрядную камеру (ГРК) 1, где между катодом 2 и
анодом 4 зажигается газовый разряд, в котором атомы ионизуют¬
ся электронным ударом. Для повышения эффективности иониза¬
ции на разряд накладывается осевое магнитное поле, создаваемое
магнитной системой 3. Извлечение ионов из плазмы газового раз¬
ряда и их ускорение до необходимой скорости осуществляется с
349
помощью ускорительной системы, состоящей из эмиссионного 6,
ускоряющего 7 и выходного электродов 8. Обычно эти электроды
представляют собой тонкие диски, густо перфорированные соос¬
ными цилиндрическими отверстиями, причем выходной электрод
по форме может повторять ускоряющий или выполняется в виде
конуса, охватывающего весь пучок. На выходе из двигателя раз¬
мещается нейтрализатор (источник электронов) 5. Элементарная
ячейка ускорительной системы и распределение потенциалов в
ней показаны на рис. 5.3.5.
РТ
Рис. 5.3.4. Схема плазменно-ионного двигателя:
1 — газоразрядная камера; 2 — катод; 3 — магнитная система;
4 — анод; 5 — нейтрализатор; ионно-оптическая система в составе:
6 — эмиссионного, 7 — ускоряющего и 8 — выходного электродов
Тяга двигателя определяется током ионного пучка, зависяще¬
го от расхода рабочего тела, и разностью потенциалов между эмис¬
сионным и выходным электродами, обуславливающей скорость
350
частиц. Полный КПД двигателя есть произведение коэффициента
использования рабочего тела и энергетического КПД. Коэффици¬
ент использования рабочего тела Рдв определяется отношением
расхода ионов к полному расходу РТ, поскольку не все атомы ио¬
низируются в источнике ионов. В свою очередь, энергетический
КПД зависит от разности потенциалов и затрат на ионизацию ра¬
бочего тела, которые характеризуются ценой иона — мощностью,
необходимой для получения одного ампера ионного тока пучка.
Цена иона зависит от рода РТ и совершенства конструкции двига¬
теля. Для современных моделей ПИД цена иона составляет при
работе на цезии 80—100 Вт/А, ксеноне 140—180 Вт/А [5-6].
uz
Рис. 5.3.5. Схема ячейки ионно-оптической системы:
6 — эмиссионный; 7 — ускоряющий и 8 — выходной электроды
(номера позиций соответствуют рис. 5.3.4)
Существующие модели двигателей имеют тягу от 1 мН до 650 мН
при мощности от 100 Вт до 20 кВт. Их параметры приведены в
табл. 5.3.2.
351
Таблица 5.3.2
Двигатель (страна)
Диаметр
струи, м
Рабочее
тело
Удельный
импульс, м/с
КПД
Тяга,
мН
SIT-5 (Япония)
0,05
Ртуть
23610
0,46
2
ИДОР-ЮО (СССР)
0,10
Цезий
33000
0,76
20
UK-10 (Англия)
0,10
Ксенон
34050
0,77
12
RIT-10 (ФРГ)
0,10
Ксенон
47400
0,53
25
QinetiQ-T5 (Англия)
0,10
Ксенон
35000
0,65
18
XIPS-13 (США)
0,13
Ксенон
25850
0,51
17,8
RIT-22 (ФРГ)
0,22
Ксенон
45000
0,63
150
QinetiQ-Тб (Англия)
0,25
Ксенон
47000
0,67
210
XIPS-25 (США)
0,25
Ксенон
28000
0,6
63
HRL-30 (США)
0,30
Ртуть
29000
0,77
120
RIT-35 (ФРГ)
0,35
Ксенон
51500
0,65
250
NSTAR (США)
0,30
Ксенон
31000
0,73
92,6
50 DIV (США)
0,50
Ксенон
45930
0,71
650
Экспериментальные модели ионных двигателей имеют диа¬
метр до 1,5 м и мощность свыше 100 кВт.
Как уже отмечалось, из ионного двигателя происходит истече¬
ние не только ионов, но и нейтральных атомов рабочего тела, ко¬
торые не были ионизованы в газоразрядной камере. Поэтому фор¬
мально тяга ионного двигателя определяется как
P = miVi + m&Va, (5.3.15)
где mt — расход рабочего тела в виде ионов; F. — скорость ионов;
та — расход рабочего тела в виде атомов; V& — скорость атомов.
Поскольку расход ионов больше расхода атомов и их скорость
много больше скорости атомов, то тяга двигателя определяется
как Р = miVi.
352
Удельный импульс представляет собой отношение тяги к се¬
кундному расходу рабочего тела:
miVi
щ + К'
(5.3.16)
С учетом коэффициента использования РТ: с/уд = РДВР).
Определив скорость ионов при известной их массе М и заряду е,
MVf
находим потенциал эмиссионного электрода U+ = ^ . Потенци¬
ал ускоряющего электрода U_ выбирается в диапазоне 200—400 В.
Для определения тока ионного пучка Iin нужно знать расход
ионной компоненты rni, которая определяется как отношение тяги
к скорости истечения. Тогда
т,е
I. = ——.
in М
(5.3.17)
Известно из экспериментов, что для обеспечения длительного
ресурса работы ионно-оптической системы (ИОС), миделева плот¬
ность тока ионного пучка j не должна превышать величину 20—
О
40 А/м , в этом случае площадь электрода ускорительной системы
hn
S3Jl = -г- . При использовании газоразрядной камеры цилиндри-
ческой формы по известной площади S3JI легко определяется диа¬
метр двигателя. Обычно этот размер выбирают для простоты крат¬
ным либо 50 мм, либо одному дюйму (25,4 мм), и при расчетах по¬
лученная величина округляется в большую сторону, а затем уточ¬
няется миделева плотность ионного тока.
Располагая полученными данными, можно провести расчет гео¬
метрических параметров элементарной ячейки ускорительной систе¬
мы. В настоящее время возможности космических энергетических
установок ограничивают оптимальную величину скорости истече¬
ния, реализуемую в ПИД, в пределах 20000—50000 м/с. При таких
скоростях истечения из-за невысокой располагаемой разности по¬
тенциалов трудно получить высокие плотности тяги, поскольку в
системе ускорения формируется униполярный ионный пучок,
плотность тока которого ограничивается объемным зарядом.
353
Принципиально плотность тока ионного пучка, пропускаемого
ускорительной системой, ограничена объемным зарядом ионов со¬
гласно закону Чайльда—Ленгмюра /тах -U /г, который справедлив
для плоского диода. В ИОС накладывается дополнительное усло¬
вие — траектория движения ионов в элементарной ячейке долж¬
на исключать взаимодействие ионов пучка с электродами. Пре¬
дельная плотность тока пучка, при которой не происходит пря¬
мого перехвата ионов ускоряющим электродом упр, зависит, глав¬
ным образом, от диаметра отверстий в электродах d, величины за¬
зора между эмиссионным и ускоряющим электродами 5 и их раз¬
ности потенциалов U^= U++ U_. Предельную плотность тока
пучка можно оценить по эмпирической зависимости, полученной
экспериментально для диапазона 1 < d < 3 мм, 0,4 < 6 < 1 мм и
1000 < < 2000 В:
i
пр
3,4
у г .Паз~
5d0,9 ^ а-е-м- ’
(5.3.18)
где d — диаметр отверстия в эмиссионном электроде; 6 — вели¬
чина межэлектродного зазора; а.е.м. — атомная единица массы
РТ.
Извлечение ионов осуществляется сквозь отверстия в эмисси¬
онном электроде, поэтому поверхность, с которой стартуют ионы
— плазменный эмиттер, имеет площадь меньшую, чем электрод.
Отношение площади отверстий к площади электрода принято на¬
зывать прозрачностью электрода ср. При гексагональном располо-
0,91 d2
жении отверстии Gp = , где I — толщина перемычки между
Оd + I)2
отверстиями (обычно 0,3—0,5 мм). При уменьшении диаметра от¬
верстий у увеличивается, но при этом уменьшается прозрачность
электрода и, следовательно, площадь эмиттера ионов. В подавля¬
ющем большинстве случаев оптимальным диаметром является
d - 2 мм. Зная площадь электрода, его прозрачность и ток ионного
пучка, находят потребную плотность ионного тока в элементарной
hn
ячейке: у = . Величина у должна быть на 20—30% меньше
°FS ЭЛ
354
j . Исходя из этого условия определяют величину межэлектро¬
дного зазора 8. Толщина эмиссионного электрода обычно не пре¬
вышает 0,2—0,5 мм, а толщина ускоряющего электрода выбирает¬
ся с учетом ресурса его работы.
Ускоряющий электрод разрушается в результате катодного рас¬
пыления вторичными ионами, выпадающими из зоны нейтрализа¬
ции, где они образуются в результате явления резонансной пере¬
зарядки. Эти ионы выпадают в зону перемычек между отверстиями
ускоряющего электрода. За ресурс электрода можно принять вре¬
мя, за которое распылится материал, содержащийся в объеме ци¬
линдра с радиусом га (радиус окружности, вписанный в перемычку
между тремя соседними отверстиями) и высотой, равной толщине
ускоряющего электрода 5уэ. Зная плотность материала электрода
рэл и массу его атома, можно определить количество атомов материа¬
ла электрода Мэл,
содержащееся в этом объеме: Na =
к
уэ^эл
пК 8„,р
Величину катодного распыления характеризует коэффициент
— отношение числа выбитых с поверхности атомов Nа к числу вы-
N а
павших на нее ионов N:’. К = -ту- . Число ионов можно рассчитать,
вычислив ток 1+ на ускоряющий электрод,который выпадает на
его поверхность из области нейтрализации, и зная время работы
V
двигателя т: N. = . Тогда ресурс электрода можно определить
1 е
как
т =
^ а ^уэРэл Р
Мэл1+к •
(5.3.19)
Для основных материалов ИОС значения коэффициентов ка¬
тодного распыления в относительных единицах (атом/ион) в зави¬
симости от энергии ионов ксенона приведены в табл. 5.3.3.
Величина /+ зависит от коэффициента использования рабочего
тела, тока ионного пучка, сечения резонансной перезарядки и в до¬
веденных двигателях, как правило, не превышает (0,005—0,01)1^п.
355
Таблица 5.3.3
I Материал
Энергия иона ксенона, эВ
150
200
300
400
500
600
700
800
Мо
0,17
0,22
0,4
0,56
0,7
0,9
1,1
1,25
Ti
0,08
0,1
0,25
0,37
0,5
0,58
0,65
0,7
С
0,017
0,035
0,082
0,127
0,165
0,203
0,238
0,271
Определив геометрические параметры элементарной ионно-оп¬
тической ячейки, а также плотность тока и распределение потен¬
циалов в ней, можно получить представление о параметрах разря¬
да в ГРК и ее габаритах.
Мощность разряда iVp является произведением тока разряда
1р на напряжение разряда [/р; с другой стороны, мощность разря¬
да зависит от цены иона С,- и тока ионного пучка I. : = CJt„.
Цена иона для доведенных ионных двигателей, использующих
в качестве рабочего тела ксенон, составляет 140—160 Вт/А, аргон
— 200—280 Вт/А.
Для обеспечения длительного ресурса работы ГРК напряже¬
ние разряда выбирают не более 40 В. По известной мощности раз¬
ряда легко определяется его ток.
Стационарные плазменные двигатели. По сравнению с ион¬
ными двигателями СПД обладает рядом преимуществ. В этом типе
двигателя реализуется электростатический механизм ускорения
ионов при сохранении условия квазинейтральности плазмы, что
позволяет повысить плотность ускоренных ионов и, соответственно,
тяги при небольших разностях потенциалов. Следует также отме¬
тить простоту конструктивной схемы, малое количество потреб¬
ных источников электропитания и достаточно высокие тяговые
характеристики при удельном импульсе 15000—30000 м/с.
В СПД ионизация и ускорение рабочего тела осуществляются
в разряде, горящем в продольном электрическом и поперечном
магнитном полях. В разрядной камере двигателя реализуется пре¬
имущественно радиальное магнитное поле с индукцией Вг, дости-
—2
гающей в максимуме (1 — 5)-10 Тл. Это позволяет обеспечить так
356
называемую “замагниченность” электронов (удержание их от пря¬
мого выпадения на анод), обеспечивая их движение по квазизамк-
нутым круговым траекториям в кольцевом канале. Разрядное на¬
пряжение, прикладываемое между катодом и анодом, создает
электрическое поле, ускоряющее ионы преимущественно парал¬
лельно оси двигателя. Напряженность электрического поля может
О
достигать 20 10 В/м и более.
Традиционный СПД (рис. 5.3.6) содержит анод-газораспреде-
литель 1, расположенный внутри диэлектрической разрядной ка¬
меры (РК) кольцевой формы (ускорительного канала) 2, катод-
компенсатор (К-К) 5 и магнитную систему с катушками намагни¬
чивания 4 и магнитопроводом 3.
Рис. 5.3.6. Схема стационарного плазменного двигателя:
1 — анод-газораспределитель; 2 — диэлектрическая разрядная камера;
3 — магнитопровод; 4 — катушки намагничивания;
5 — катод-компенсатор
При расчете параметров двигателя обычно задаются значения¬
ми тяги, удельного импульса ьГуд, ресурса т, а также видом рабо¬
чего тела.
357
Как и в ионном двигателе, тягу СПД можно определить по со¬
отношению (5.3.15). Поскольку в канале СПД практически иони¬
зируется весь расход рабочего тела, то, пренебрегая разбросом
ионов по скоростям (полагаем, что все ионы имеют скорость Vt) и
углам относительно продольной оси канала, с достаточно высокой
точностью можно считать Р = m-V• и ьГ = V., тогда расход опреде-
I *• УД *•
ляется как т = , а расход рабочего тела и ток ионов Iin, созда-
^уд
ющих тягу, связаны соотношением (5.3.17).
Экспериментальные исследования характера изменения вольт -
амперной характеристики разряда для этого типа двигателя пока¬
зали, что на рабочем режиме имеется насыщение по величине
тока разряда. Ток разряда 1р легко может быть определен как
(1,2—l,3)Jjn.
При определении напряжения разряда С7р необходимо учиты¬
вать, что часть мощности разряда затрачивается на ионизацию рабо¬
чего тела и приэлектродные потери. Обычно U = U + (3,5 + 4)ср^,
где — потенциал ионизации рабочего тела, выраженный в элек-
тронвольтах; U — разность потенциалов, разгоняющая ионы до
нужной скорости. Поскольку в двигателе реализуется электроста-
Miy2i
тический механизм ускорения, то Uy = —^— •
По известным напряжению U и току I разряда подсчитыва¬
ется мощность двигателя: iVflB = UpI .
Определение геометрических параметров двигателя (см.
рис. 5.3.6): ширины канала Ък, его длины 1К, межполюсного рас¬
стояния Ьм, толщины стенок канала 6, диаметра разрядной каме¬
ры d базируется на результатах многочисленных эксперименталь¬
ных и расчетных исследований.
Средний диаметр канала dcp = d - Ьк находится по известному
расходу т (с учетом принципа геометрического подобия моделей
СПД, базирующегося на оптимальности обеспечения условий ио¬
низации РТ) в диапазоне мощностей от 50 Вт до 25 кВт по рекур¬
рентному соотношению
d = 2 1012m3 - 3-108т2 + 1,32 104т + 0,022. (5.3.20)
ср
358
Ширина канала Ьк выбирается такой, чтобы двигатель работал
в нормальном тепловом режиме, который обеспечивается соответ¬
ствующей плотностью мощности в канале — отношением мощнос¬
ти разряда AL к поперечной площади канала = nd''b^ .
i-j к ср К
Из эмпирической зависимости, полученной при обработке
многочисленных экспериментов, по известному значению dc
можно определить плотность мощности в канале
N
-§*-■ = 109^p-8108dfp + 2108^p- 107dcp + 3,96 104 (5.3.21)
К
и, с учетом этого значения, ширину канала b .
По известным величинам ft и определяется d - cf + i> .
х\ Ср Ср К
Остальные геометрические размеры двигателя связаны следующи¬
ми соотношениями:
- длина ускорительного канала 1К ~ (l,5 + 2)ftK;
- толщина стенок ускорительного канала в зоне межполюсно¬
го зазора 5 = 0,5ftK;
- габаритные размеры двигателя: диаметр D ~ 1,2d; длина
L ~ (2+3)1к.
После выбора геометрических размеров двигателя оценивает¬
ся время его безотказной работы. Под временем безотказной рабо¬
ты СПД понимается время, в течение которого при работе двигате¬
ля сохраняется уровень его интегральных характеристик и, в част¬
ности, величина тяги не уменьшается ниже заданного диапазона
её изменения (обычно 5%). Основным “изнашиваемым” элементом
двигателя являются стенки разрядной камеры, подверженные вы¬
падению на них ионов с высокой энергией. Под действием ионного
распыления будет происходить износ (утончение) выходной кром¬
ки разрядной камеры. В экспериментах было замечено, что это яв¬
ление не приводит к существенному изменению параметров двига¬
теля до тех пор, пока после полного разрушения керамической
стенки не произойдет распыление магнитных полюсов до пример¬
но одной трети их толщины. Исходя из этого, легко предполо¬
жить, что время работоспособности двигателя будет зависеть от
толщины керамической стенки, плотности ионного тока на ее по¬
верхности, энергии ионов и стойкости материала стенки к ионно¬
му распылению.
359
Для оценки времени работоспособности двигателя т можно
рассматривать только распыление выходной кромки внутренней
(имеющей меньший радиус) стенки разрядной камеры. Для этого
можно использовать следующее соотношение:
0,5(dcp - Ьк - 5)5
/|ст^ср bK)Ks
(5.3.22)
где jiCT — экспериментально измеренная плотность ионного тока
на стенку в районе выхода из ускорительного канала СПД; К$ —
объемный коэффициент распыления, зависящий от средней энер¬
гии ионов. Значения коэффициента распыления от энергии ионов
е£ для основных керамических материалов, применяемых в СПД,
линейны вплоть до 1000 эВ и могут быть рассчитаны по экспери¬
ментальным данным: К$ = 6-10_11е£ + 2 10-10. В действительности
процесс определения времени работоспособности СПД носит более
сложный характер и требует обязательной экспериментальной
проверки.
Полуэмпирическая зависимость связывает максимальную ве¬
личину индукции магнитного поля Вгашх на срединной линии ус¬
корительного канала РК в зоне межполюсного зазора и ширину
канала &к: Вппах «0,15-102’4&“°’8.
В первом приближении соленоид, обеспечивающий создание
такого поля, можно рассчитать, приняв магнитную систему СПД
за С-образный плоский магнитопровод с воздушным зазором, ве¬
личина которого равна межполюсному зазору магнитной системы
двигателя: 1ма = Ьк + 2Ь + Ьт, где Ьт — технологический зазор меж-
_о
ду магнитопроводом и разрядной камерой (обычно -2 10 м). Тог-
Т , , ^гшах г
да Icw = «ном fM3 , где /с — ток в соленоиде; w — число вит-
ков; /гном = 2,5 — коэффициент потерь магнитного потока, завися¬
щий от поля рассеяния, геометрии магнитопровода и т.п., |Xq —
о
магнитная проницаемость вакуума (ц0 = 1,25-10 В-с/А-м).
Количество ампер-витков для создания оптимального магнит¬
ного поля пропорционально корню квадратному из разрядного на¬
пряжения. Из экспериментов было получено, что при напряжении
360
300 В число ампер-витков равно /ы>300 ~ 1000. Для другого напря¬
жения Up число ампервитков можно пересчитать по формуле
Iw =
Как правило, для двигателя, работающего на фиксированном
режиме по напряжению, катушки намагничивания включаются
последовательно в цепь основного разряда и ток в них 1С = /р. Ис¬
ходя из этого можно рассчитать число витков соленоида. Получен¬
ное число витков распределяется между внутренней и наружной
катушками (число витков внутренней катушки составляет 0,6—
0,7 от их числа в наружной).
Характеристики моделей СПД, разработанных как в нашей
стране, так и за рубежом, приведены в табл. 5.3.4 [5-7,5-8,5-9].
Таблица 5.3.4
Модель
Мощ¬
ность, Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс,
м/с
КПД
Ресурс,
час
Фирма
произво¬
дитель
ВНТ-200
200
12,8
13900
0,43
—
Busek
(США)
КМ-45
200—400
10—25
12500—
15000
0,4
4000
прогноз
Центр
Келдыша
СПД-50
350
20
12000
0,35
2250
ОКБ
“ФАКЕЛ”
СПД-70
670
40
16000
0,48
3100
ОКБ
“ФАКЕЛ”
ВНТ-600
600
42
15300
0,49
—
Busek
(США)
СПД-100
1350
80
16000
0,5
9700
ОКБ
“ФАКЕЛ”
PPS-1350
1500
88
16500
0,55
10500
SNECMA
(Франция)
КМ-5
1350—
2500
65—137
15700—
21000
0,43—
0,53
7000
прогноз
Центр
Келдыша
361
5.4. Конструктивные схемы и описание двигателей
Электронагревный двигатель мощностью 40 Вт
Двигатель, представленный на рис. 5.4.1, имеет тягу 0,01 Н,
работает на аммиаке, предназначен для систем ориентации КЛА.
Рабочее тело разлагается при температуре 1200°С и ускоряется в
сопле до 1500 м/с.
Самой горячей частью двигателя является нагреватель с мак¬
симальной температурой до 2500°С. Во избежание растрескивания
и поломки он выполнен не в виде цельного стержня, а представля¬
ет собой набор последовательно состыкованных и сцентрирован¬
ных друг по другу цилиндрических элементов 12 из графита. Под¬
водящая ток к нагревателю центральная шина 10 имеет изоляци¬
онное покрытие из алунда. Втулка 13, имеющая выступы 18, в ко¬
торые через шайбу упирается пружина 9, через детали 21 и 22
обеспечивает постоянный контакт торца шины с крайним элемен¬
том нагревателя. Настройка (затяжка) пружины при сборке вы¬
полняется с помощью втулки 19 и контровочного винта на ней.
Также на резьбе крепятся к шине элементы 16 и 17. Графитовая
контактная деталь 15 удерживается на своем месте путем раздел¬
ки торцовой части шины. Втулка из алунда 11 сцентрирована по
внутренней цилиндрической поверхности детали 2 и может пере¬
мещаться в осевом направлении под действием пружины. Детали
2 и 3 теплообменника, включенные последовательно с цилиндри¬
ческими элементами в нагревательную цепь, изготовлены из спла¬
ва на основе молибдена. Вторая внешняя шина (на рисунке не по¬
казана) подключается к фланцу 20. Газ по трубке 1, вваренной во
фланец, через отверстие в детали 2 (см. разрез по Б—Б) поступает
в винтовой канал, нагревается в нем, проходит через отверстия 4
и ускоряется в сопле 5. Продолжением фланца 20 является тонко¬
стенный цилиндрический корпус 6 с девятью “окнами” для умень¬
шения массы конструкции и удобства сборки. В выступы детали 2
ввернуты три шпильки 14, наружные концы которых обварены на
поверхности фланца. На шпильках фиксируется многослойная
тепловая изоляция 8 из ниобиевой фольги. Экранно-вакуумная
изоляция 7 в виде свернутой в спираль фольги уложена внутри
корпуса 6 вокруг теплообменника. Регулирование силы тяги
может осуществляться изменением расхода рабочего тела или из¬
менением температуры нагревателя.
362
363
Рис. 5.4.1. Конструкция электронагревного двигателя (40 Вт)
Электронагревный двигатель мощностью 3 кВт
На рис. 5.4.2 показана конструкция двигателя с тягой до 1 Н,
мощностью от 1,5 до 3 кВт, работающего на аммиаке и предназна¬
ченного для коррекции орбит космических аппаратов. Для увели¬
чения скорости истечения до 3000 м/с применена двухконтурная
система нагрева рабочего тела.
Особенностью конструкции является наличие двухступенчато¬
го теплообменника. Газ по трубке 4 из нержавеющей стали
12Х18Н10Т сначала подводится к его наружной секции, образуе¬
мой корпусом 5 и деталью 6 с винтообразными ребрами. Нагрева¬
ясь, газ доходит до конической части корпуса и по трубке 7 воз¬
вращается назад. Здесь в зоне, защищаемой кожухом 1, находится
компенсаторный виток трубки 18 (см. вид А), отделенный от горя¬
чей зоны перегородкой 3 и тонкостенным модибденовым экраном
2. В последнем располагается стык компенсаторной трубки и труб¬
ки, через которую газ подводится к внутренней секции теплооб¬
менника. Деталь 8 (она заканчивается коническим соплом) и де¬
таль 9 выполнены из молибденового сплава. От чрезмерного подо¬
грева детали 5 и 6, изготовленные из нержавеющей стали
12Х18Н10Т, защищены экранами 10. Кроме того, для уменьше¬
ния площади контакта с соплом конического участка корпуса 5 на
нем выполнены вырезы 11 (см. вид Б). Винтообразный нагрева¬
тель 13 изготовлен из цельной заготовки графита, его форма по¬
зволяет компенсировать температурное расширение. Токовая
шина 17, ввернутая в торцовую часть нагревателя, отделена от
перегородки 3 керамической втулкой 15, в качестве второй шины
используется корпус. Между деталью 9 и нагревателем располага¬
ется графитовая токопроводящая втулка 12. Подвод тепла к пере¬
городке ограничен набором экранов 14, “подвешенных” на шпиль¬
ках 16.
Электротермический дуговой двигатель
Электротермический дуговой двигатель позволяет получать
большие скорости истечения за счет применения в качестве “на¬
гревателя” электрического дугового разряда. На рис. 5.4.3 пред¬
ставлен двигатель мощностью 2 кВт, работающий на литии. Дуга
зажигается между вольфрамовым катодом 4 и графитовым анодом 3.
При КПД двигателя на уровне примерно 30% анодный узел разо-
364
365
Рис. 5.4.2. Конструкция электронагревного двигателя (3 кВт)
366
Рис. 5.4.3. Конструктивная схема электротермического дугового двигателя
гревается до больших температур. Температура катода, изготов¬
ленного из вольфрама, достигает 3000 К, температура графитового
анода — 2500 К. Охлаждение идет преимущественно за счет излу¬
чения. Необходимо обеспечить сброс большого количества тепла и
не нагреть окружающие элементы КА. Для этого весь двигатель
закрыт теплоотражательным кожухом 1, выполненным их не¬
скольких слоев фольги, скрепленных при помощи точечной свар¬
ки в местах выштамповок. Для стабилизации горения дуги приме¬
нено балластное сопротивление в виде трубчатой спирали 2 из не¬
ржавеющей стали. Трубчатая форма спирали сопротивления была
выбрана для снижения массы, а также в связи с тем, что электрон¬
ный поток идет в основном по поверхностным слоям проводника.
Подача рабочего тела (лития) из системы хранения 6 в рабочую
зону между катодом 4 и анодом 3 происходит за счет капиллярных
сил в “фитильном канале” 8. Защитный кожух 5 закрывает токопо-
дводы, отверстия 7 в нем выполнены для удобства монтажа.
Торцевой холловский двигатель
На рис. 5.4.4 представлена конструкция лабораторной модели
торцевого холловского двигателя (ТХД). Ускорение плазмы в ТХД
осуществляется в электромагнитном поле. Особенностью двигате¬
ля является то, что в процессах ускорения наряду с собственным
магнитным полем, создаваемым токами, текущими в плазме, уча¬
ствует и внешнее поле, генерируемое электромагнитной катуш¬
кой. В результате этого действуют силы, не только выталкиваю¬
щие плазму из двигателя, но и сжимающие ее к оси и закручи¬
вающие вокруг нее. Это наряду с обычными для плазменных дви¬
гателей воздействиями приводит к тому, что в ТХД проявляются
все механизмы ускорения. Рабочий процесс в двигателе очень сло¬
жен и до настоящего времени не изучен. До сих пор не созданы
модели двигателей, которые можно отнести к доведенным до экс¬
плуатации изделиям.
Особенностью конструкции является то, что в ней для предот¬
вращения возникновения явления “кризиса тока” применена до¬
полнительная ступень 2 для ионизации плазмы и подачи ее в об¬
ласть анода основной ступени разряда 1. Анод двигателя выпол¬
нен в виде цилиндрической обечайки 3 и набора выгнутых плас¬
тин 4. Основной катод 5 и катод дополнительной ступени 6 выпол¬
нены по схеме полых катодов с эмиттером в виде вольфрамовых
367
А-А (4:1)
Рис. 5.4.4. Конструкция торцевого холловского двигателя
368
трубок диаметром 3 мм с толщиной стенки 0,5 мм. Эмиттеры ос¬
новного катода 5 собраны в единый пакет, а в дополнительной сту¬
пени они в виде отдельных элементов 6 расположены равномерно
по окружности с подачей рабочего тела из единого коллектора 8.
Для снижения температуры основного катода в рабочее тело до¬
бавляется барий из резервуара 10. Дополнительная катушка электро¬
магнита намотана на специальном каркасе 7, охватывающем анод
3. Все элементы двигателя смонтированы на изоляторном фланце,
изготовленном из алунда 11, и разделены центрирующими кера¬
мическими кольцами 12, выполненными из материала ВК-94. То-
коподводы 9 выполняют также функцию крепежных элементов.
Стационарный плазменный двигатель СПД-35
Конструктивная схема двигателя представлена на рис. 5.4.5.
Двигатель имеет малую мощность и небольшие размеры. В нем
применена схема магнитной системы с узкими полюсами и катуш¬
ками намагничивания малой протяженности. Магнитная система
является основой силовой конструкции, на которой смонтированы
все элементы, и выполнена в виде фланца 9 сложной формы. На
центральном стержне фланца намотана внутренняя катушка 7 и
закреплен полюс 8. Узел наружной катушки 3, намотанной на от¬
дельном каркасе, с магнитным экраном 2 и полюсом 4 монтирует¬
ся после установки разрядной камеры. Крепление элементов маг¬
нитной камеры осуществляется винтами, которые контрятся
путем зачеканки их головок со шлицевыми прорезями.
Разрядная камера выполнена из нержавеющей немагнитной
стали (12Х18Н10Т) с керамическими кольцами 5 на выходе. Креп¬
ление колец 5 к металлической обечайке выполнено завальцов-
кой. Такая конструкция позволяет существенно снизить вес каме¬
ры, обеспечив достаточную прочность. Для уменьшения габаритов
разрядной камеры газораспределитель отделен от анода и имеет
вид двухкамерного коллектора 11, конструктивно выполненного
совмещенным с наружной обечайкой разрядной камеры. Электри¬
ческая изоляция разрядной камеры от магнитной системы выпол¬
нена с помощью центрирующего керамического кольца 6. Анод 10
выполнен в виде концентрических колец, соединенных тремя про¬
ставками, к которым приварены шпильки. Пространство между
кольцами анода заполнено гофрированной металлической фоль¬
гой, которая вместе с объемом между анодом и задней стенкой
369
g
ф
X
о
370
Рис. 5.4.5. Конструктивная
разрядной камеры выполняет роль “выравнивателя” потока рабо¬
чего тела. Крепление анода к магнитной системе выполнено через
изоляторные узлы, имеющие специальные колпачки для предот¬
вращения электрического замыкания в результате загрязнения
поверхности керамики.
Электрическая коммутация анода и катушек электроманита
осуществляется в коробке на задней части магнитопровода. Здесь
же закреплен узел газоэлектрической развязки тракта подачи газа
(на рисунке не показан), связанный с трубкой 1; коробка закрыта
крышкой из алюминиевого сплава.
Крепление двигателя к опорной плите осуществляется с помо¬
щью болтов и самоконтрящихся гаек.
Технические характеристики СПД-35
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
КПД
Ресурс,
час
d = 35; b = 5; 1 = 15
200
10
12000
0,3
2000
Катод-компенсатор СПД
Катод-компенсатор выполняет важные функции в работе СПД —
поддержание горения разряда и компенсацию электрического заря¬
да истекающего из двигателя потока ионов. Катоды выполняются по
схеме полого катода с эмиттером из гексаборида лантана. Рассмот¬
рим типовую конструкцию катода, представленную на рис. 5.4.6.
Эмиттер 1, представляющий собой цилиндр с осевым отверс¬
тием диаметром 0,5 мм, закреплен в обойме 2 из молибденового
сплава. Обойма 2 для уменьшения теплового потока крепится к
остальной конструкции через набор тонкостенных молибденовых
стаканов 6, сваренных по торцам в шахматном порядке. Старто¬
вый нагрев осуществляется проволочной цилиндрической спира¬
лью 3 из вольфрам-рениевого сплава. Спираль закрепляется за-
вальцовкой на токоподводах и закрыта керамическим кожухом из
пиролитического нитрида бора, предохраняющего от разрушения
при вибрации и тепловых деформациях при разогреве.
Крепление элементов катода с герметизацией внутренней по¬
лости осуществляется пайкой с помощью металлокерамического
узла 5.
371
Рис. 5.4.6. Типовая конструкция катода-компенсатора СПД
Рабочее тело — ксенон — подводится по трубке 9. Для очист¬
ки рабочего тела на его пути установлен геттер в виде пластин 4
из танталового сплава с хаотично расположенными отверстиями.
Геттер также служит экранно-вакуумной тепловой изоляцией.
Для зажигания разряда в катоде используется поджигной
электрод 8 в виде проволоки из молибденового сплава завальцо-
ванного в установочную шпильку. Крепление корпуса 7 катода к
опорной плите КА осуществляется через изолирующие керамичес¬
кие элементы с защитными колпачками, предохраняющими от
электрического замыкания в результате возможного загрязнения
поверхности керамики.
Технические характеристики катода-компенсатора СПД
Размеры канала
эмиттера, мм
Мощность, Вт
Ток, А
Ресурс, час
d = 0,5; 1 = 15
150—200
до 10
4000
СПД-50
Особенностью конструкции лабораторной модели двигателя
[5-9], представленной на рис. 5.4.7, является выполнение метал¬
лических стенок разрядной камеры 9 из магнитомягкого материа¬
ла. При этом они служат магнитным экраном и позволяют не ис¬
пользовать этот элемент в магнитной системе, что упрощает кон¬
струкцию и снижает ее вес. Основным несущим элементом кон¬
струкции является магнитопровод 4 выполненный в виде фланца
с центральным сердечником, на котором намотана внутренняя ка¬
тушка электромагнита и закреплен внутренний полюс 5. К фланцу
4, крепится наружная катушка 7, намотанная на отдельном кар¬
касе из титанового сплава, и наружный полюс 6, являющийся ко¬
жухом двигателя. Крепление элементов магнитной камеры осу¬
ществляется винтами 15, которые контрятся путем зачеканки их
головок со шлицевыми прорезями
Разрядная камера выполнена в виде металлического экрана 9
и керамических колец 3, закрепленных с помощью специальных
пружинных колец 16. Крепление разрядной камеры к фланцу маг¬
нитной системы осуществляется через центрирующее керамическое
кольцо 8. Анод-газораспределитель 1 выполнен в виде двуполост-
373
Рис. 5.4.7. Конструкция СПД-50
ной тонкостенной коробчатой конструкции из стали 12Х18Н10Т.
Его отличием от традиционных газораспределителей СПД являет¬
ся выход газа через боковые щели в направлении задней стенки
разрядной камеры.
Крепление анода и разрядной камеры к манитопроводу осу¬
ществляется через керамические изоляторы 11 тремя шпильками
10, приваренными к корпусу анода. Для защиты от загрязнения
изоляторы, размещенные внутри разрядной камеры, имеют за¬
щитные колпачки 1 7. Подвод газа к аноду производится по трубке
с керамическим покрытием 12. На этой же трубке размещен анод¬
ный токоподвод 13 в виде медного кольца с припаянным прово¬
дом, закрепленный на трубке винтом. Токоподвод закрывается не¬
сколькими слоями стеклоткани и фторопластовой ленты для элект¬
рической изоляции (на чертеже не показано).
Защитная крышка 14 из алюминиевого сплава, закрепленная
на фланце магнитопровода, закрывает электрическую разводку
катушек электромагнита и узлы крепления анода.
Катод 2 закреплен на специальном кронштейне.
Технические характеристики СПД-50
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
КПД
Ресурс,
час
d = 50; Ь = 10; 1 = 20
350
20
12000
0,35
2250
СП Д-70
Особенностью лабораторной модели двигателя СПД-70, пре-
ставленной на рис. 5.4.8, является закрепление керамической раз¬
рядной камеры 4 через металлическую державку 7 на наружном
полюсе 2 магнитной системы. Это сделано для обеспечения сброса
избыточного тепла излучением с использованием развитой поверх¬
ности наружного полюса.
Магнитная система двигателя выполнена по схеме с магнит¬
ными экранами и смонтирована на фланце 8, имеющем сложную
форму для облегчения веса. К фланцу с помощью трех винтов кре¬
пится узел внутренней катушки 5, намотанной на сердечнике,
магнитный экран 9 и полюс 6. Наружный экран 11 закреплен на
фланце 8 четырьмя винтами. Наружная катушка намотана на че-
375
Рис. 5.4.8. Конструкция СПД-70
тырех спицах 1, центрирующих наружный полюс 2 относительно
фланца 8 с помощью специальных буртиков.
Разрядная камера 4 выполнена в виде целиковой керамичес¬
кой детали с коаксиальными цилиндрическими стенками, имею¬
щими на выходе утолщения для увеличения ресурса двигателя.
Разрядная камера закреплена в металлической тонкостенной обой¬
ме 7, служащей тепловым сопротивлением и отводящей тепло на
наружный полюс 2. Обойма 7 центрирует разрядную камеру отно¬
сительно полюсов магнитной системы и закреплена на наружном
полюсе с помощью четырех винтов.
Анод-газораспределитель 3 выполнен в виде двухполостной
тонкостенной коробчатой конструкции из стали 12Х18Н10Т. Для
выравнивания подачи газа в ускорительный канал в крышках по¬
лостей выполнены отверстия 14 диаметром 0,5 мм. Рабочее тело
подается по трубке, приваренной к корпусу анода через специаль¬
ный фланец и защищеной от электрического пробоя керамической
трубкой. Токоподвод к аноду выполнен таким же, как в двигателе
СПД-50. Крепление анода к обойме 7 осуществляется тремя шпиль¬
ками через керамические изоляторы. Узлы крепления электричес¬
ки изолированы с помощью специальных керамических колпач¬
ков 10.
Крепление катода-компенсатора осуществляется на фланце 8
через изоляторные узлы 13, выполненные из конструкционной ке¬
рамики ВК-94 и закрытые от возможного запыления колпачка¬
ми 12.
Технические характеристики СПД-70
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
кпд
Ресурс,
час
d = 70; 6= 14; 1 = 25
660
40
16000
0,48
3100
СПД-100 и PPS-1350
На рис. 5.4.9 представлена конструкция двигателя, по основ¬
ным своим элементам подобная двигателю производства ОКБ
“Факел” [5-8], находящемуся в настоящее время в эксплуатации
на телекоммуникационных КА. Магнитная система двигателя вы¬
полнена по схеме с вынесенным максимумом магнитного поля.
377
Несущим конструктивным элементом является магнитопро-
вод 11, выполненный в виде сложной целиковой детали с выточен¬
ными внутренним и наружным экранами, а также электрораспре¬
делительной коробкой. Форма детали и толщина ее элементов вы¬
бираются из учета минимального веса и пропускания необходимо¬
го для работы двигателя магнитного потока. Центральная катуш¬
ка 4 намотана на каркасе из титанового сплава и закреплена на
центральном сердечнике 6 с помощью центровочного буртика и
прижимается полюсом 5. Это позволяет обеспечивать отвод тепла
от катушки и его сброс через внутренний полюс. Крепление полю¬
са к сердечнику и всего узла к фланцу магнитной системы осущест¬
вляется винтами с потайной головкой с фиксацией от отворачива¬
ния кернением их шлицов. Наружная катушка 7 намотана на че¬
тырех шпильках 8 с центрующими буртиками, обеспечивающими
центровку наружного полюса 9 относительно магнитопровода 11.
Разрядная камера вместе с анодом выполнены в виде отдель¬
ного сборочного узла. Керамическая камера 2 изготовлена в виде
целиковой детали с коаксиальными стенками, имеющими утолще¬
ния в выходной части для повышения ресурса двигателя. Крепле¬
ние камеры к металлической обойме 16 осуществляется склеива¬
нием при помощи керамического цемента 20 на основе окиси
хрома и окиси алюминия который заливается в паз на керамичес¬
кой детали 2 и отверстия в обойме 16. Обойма центрируется и кре¬
пится на наружном полюсе магнитной системы 9. Данная схема
позволяет отводить тепло и от наиболее нагретых элементов анода
и разрядной камеры и сбрасывать его излучением, используя раз¬
витую поверхность полюса 9.
Анод-газораспределитель 3 выполнен в виде двухполостной
тонкостенной коробчатой конструкции из стали 12Х18Н10Т. Ра¬
бочее тело подается по трубке 12, приваренной к корпусу анода
через специальный фланец. На трубке смонтирован узел газоэ¬
лектрической развязки 15. Для уменьшения теплового потока от
анода его крепление к керамической камере 2 осуществляется с
помощью трех специальных узлов, приведенных в укрупненном
масштабе на выносном виде. К корпусу анода 3 приварены резьбо¬
вые шпильки 19 с переменным сечением. На шпильки 19 наверну¬
ты специальные футорки 17, которые фиксируются после установ¬
ки анодного узла в керамическую камеру гайками 18.
Электрическая коммутация анода и катушек электромагнита
осуществляется в коробке на задней части магнитопровода. Здесь
379
же закреплен узел газоэлектрической развязки тракта подачи газа.
Для предотвращения зажигания электрического разряда узел раз¬
вязки и трубка закрыты прямоугольным экраном из нержавею¬
щей фольги, прикрепленным к магнитопроводу винтами. Коробка
закрыта крышкой из алюминиевого сплава 14. Два катода-ком¬
пенсатора 1 закреплены на магнитопроводе 11 па. кронштейне 13.
Отличием конструкции модели двигателя PPS-1350 от модели
СПД-100 является размещение внутри магнитопровода 11 допол¬
нительных катушек 10 для регулирования величины и конфигу¬
рации магнитного поля в прианодной области разрядной камеры.
Технические характеристики СПД-100
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
кпд
Ресурс,
час
d = 100; b = 15; 1 = 25
1350
80
16000
0,5
9700
Технические характеристики PPS1350
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
кпд
Ресурс,
час
d = 100; Ь= 15; 1 = 25
1500
85
18000
0,55
10500
СП Д-140
Модель двигателя СПД-140 в настоящее время находится в
разработке. На рис. 5.4.10 представлен один из возможных вари¬
антов его конструкции. Несущим конструктивным элементом яв¬
ляется магнитопровод 5, выполненный в виде сложной целиковой
детали с выточенными внутренним и наружным экранами, а
также электрораспределительной коробкой. Форма детали и тол¬
щина ее элементов выбираются из учета минимального веса и про¬
пускания необходимого для работы двигателя магнитного потока.
Центральная катушка 6 намотана на сердечнике 4, имеющем про¬
филированное отверстие для снижения веса. Крепление сердечни¬
ка к фланцу магнитной системы осуществляется винтами с потай¬
ной головкой с фиксацией от отворачивания кернением их шли¬
цов. Наружная катушка 7 намотана на специальном каркасе из
380
Ш1 //
381
Рис. 5.4.10. Конструкция СПД-140
титанового сплава. Наружный полюс 8 крепится к магнитопрово-
ду 5 точечной сваркой.
Разрядная камера 2 вместе с анодом 3 выполнены в виде от¬
дельного сборочного узла. Керамическая камера изготовлена в
виде целиковой детали с коаксиальными стенками, имеющими
утолщения в выходной части для повышения ресурса двигателя.
Крепление камеры к магнитопроводу 5 осуществляется через ме¬
таллическую обойму 13 склеиванием при помощи керамического
цемента на основе окиси хрома и окиси алюминия аналогично мо¬
дели СПД-100 (на чертеже не показано). Для уменьшения лучис¬
тых тепловых потоков на элементы магнитной системы между
ними и разрядной камерой проложены слои экранно-вакуумной
изоляции 14 из нержавеющей фольги.
Анод-газораспределитель 3 выполнен в виде двухполостной
тонкостенной коробчатой конструкции из стали 12Х18Н10Т, сва¬
ренной электронно-лучевой сваркой по специальным отбортовкам.
Рабочее тело подается по трубке, приваренной к корпусу анода
через газоэлектрическую развязку 12. Крепление анода к керами¬
ческой камере осуществляется через специальные втулки 11, являю¬
щиеся токоподводами, с помощью штифтов 15. Узел газоэлектри¬
ческой развязки и токоподводы к аноду защищены специальными
керамическими колпачками 9 и 10. Электрическая коммутация
анода и катушек электромагнита осуществляется на задней части
магнитопровода на специальной пластине 16, которая служит
также элементом, усиливающим магнитопровод 5. Два катода-
нейтрализатора 1 смонтированы на специальном кронштейне.
Технические характеристики СПД-140
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
кпд
Ресурс,
час
d = 140; Ъ = 20; 1 = 30
2700
160
20000
0,6
7800
СП Д-200
Конструкция СПД-200 представлена на рис. 5.4.11. Двигатель
отличается оригинальной компоновкой, что связано, в первую
очередь, с его размерами. В конструкции максимально использо-
382
OQI
'Ojt'N Os
383
Рис. 5.4.11. Конструкция СПД-200
вано свободное пространство, что позволяет сократить общий вес и
габариты. Для размещения трех катодов-компенсаторов 1 исполь¬
зовано пространство внутри центрального отверстия магнитопро-
вода 2. Они закреплены на радиаторе 15, отводящим избыточное
тепло.
Магнитопровод 2 является основной несущей конструкцией
двигателя и выполнен в виде фланца с центральным полым сер¬
дечником. К последнему крепится катушка 5 электромагнита, на¬
мотанная на каркасе из титанового сплава. Для уменьшения теп¬
лового потока от обмотки каркас катушки центрируется по узко¬
му буртику на сердечнике и прижимается к наружному полюсу 3.
Наружная катушка 7 намотана на четырех каркасах из титаново¬
го сплава 9, надетых на сердечники 6. Намотка всех катушек осу¬
ществляется медной лентой с прокладкой стеклоленты для элект¬
рической изоляции витков. Это позволяет максимально заполнять
окно катушки и обеспечивать хороший теплоотвод.
Разрядная камера 11 выполнена с электропроводящей стенкой
в прианодной части. Стенка является также и магнитным экра¬
ном. Выходные участки стенок ускорительного канала разрядной
камеры выполнены в виде колец 14 из графита. Они крепятся в
металлических центрирующих обоймах 13 с использованием раз¬
резных керамических колец 4 и жгута из кремниевых волокон 17.
Обоймы 13 крепятся к магнитопроводу специальными стягиваю¬
щими винтами. Металлическая часть разрядной камеры закрыта
защитным кожухом 16, предотвращающим возникновение элект¬
рического пробоя на ее поверхность. Крепление разрядной камеры
к мангнитопроводу осуществляется с помощью трех специальных
пластинчатых держателей 10, обеспечивающих вибропрочность
конструкции и устраняющих тепловые поводки при работе двига¬
теля. Электрическая изоляция держателей обеспечивается кера¬
мическими деталями из алунда. Шины электрического питания
защищены керамическими втулками 8.
Анод 12 выполнен по двухкамерной схеме и крепится к раз¬
рядной камере в трех точках через керамические элементы, за¬
крытые металлическими колпачками, обеспечивающими защиту
поверхности изолятора от загрязнений. Токо- и газоподводы к
аноду защищены специальными керамическими втулками. Като¬
ды-компенсаторы 1 закреплены на специальном кронштейне 15.
384
Техническая характеристика СПД-200
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
КПД
Ресурс,
час
d = 200; Ь = 30; 1 = 30
3400
320
25000
0,65
12000
Плазменный ионный двигатель ПИД-50
Представленная на рис. 5.4.12 конструкция плазменного ион¬
ного двигателя с диаметром пучка 50 мм является типовой для
ПИД малой мощности. ПИД-50 состоит из следующих основных
конструктивных элементов: нейтрализатора 1, газоразрядной ка¬
меры 4 (ГРК) и ионно-оптической системы 3 (ИОС).
Нейтрализатор 1 аналогичен по конструкции катоду-компен¬
сатору СПД.
Газоразрядная камера 4 состоит из цилиндрической обечайки
5, катодного узла 7 и цилиндрического анода 6. Анод закреплен
на обечайке 5 на трех изоляторных узлах 11, 12 и 14. Керамичес¬
кие изоляторы 11 и 12 выполнены по схеме “проходного изолято¬
ра” (один из изоляторов имеет выступ, который входит в паз от¬
ветного изолятора) позволяющие устанавливать их на тонкостен¬
ные конструкции. Для предотвращения избыточного усилия на
керамику при температурных расширениях в узле применена мед¬
ная шайба 14. Для создания магнитного поля, предотвращающего
выпадение электронов из разряда на анод, задняя стенка камеры,
на которой размещен катодный узел 7 и держатель эмиссионного
электрода ИОС, выполнены из магнитной стали 10880. Для созда¬
ния магнитодвижущей силы используются шесть катушек 9, на¬
мотанных проводом ПОЖ700М на шпильках. Рабочее тело — ксе¬
нон подается в газоразрядную камеру через отверстия диаметром
0,5 мм, расположенные равномерно по окружности коллектора
10. Для электрической изоляции в трактах подачи газа установле¬
ны газоэлектрические развязки 8.
Ионно-оптическая система двигателя имеет три пластинчатых
электрода из молибденового сплава с соосными 2 мм-отверстиями.
Выходной электрод закреплен на кожухе двигателя 2. Крепление
электродов к монтажным фланцам осуществляется винтами с по¬
тайной головкой с кернением шлицов. Сборка электродов осу¬
ществляется с помощью изоляторных узлов, представленных на
385
Рис. 5.4.12. Конструкция ПИД-50
виде Г. Керамические трубчатые изоляторы 13 смонтированы в
цилиндрических стаканах, закрепленных на монтажном фланце
эмиссионного электрода (по три на каждый электрод равномерно
разнесенных по окружности). Для предотвращения избыточного
усилия на керамику при температурных расширениях в узле при¬
менены медные шайбы 14.
Технические характеристики ПИД-50
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
КПД
Ресурс,
час
d = 50
50 + 150
2 + 5
20000 + 30000
0,67
10000
Катодный блок ПИД
Катодные блоки ПИД выполняются на основе полых катодов
капиллярного типа (рис. 5.4.13). Все элементы катодного блока
смонтированы в корпусе 12. Собственно катод представляет собой
ампулу, начиненную порошком гексаборида лантана 7 и тантало¬
вым геттером 8. Катод 9 является основным элементом блока и
самым теплонагруженным узлом (рабочая температура достигает
1700°С). Рабочее тело подается через штуцер 10 с ножевым уплот¬
нением и очищается от примесей проходя танталовый геттер 8.
Рабочая температура катода поддерживается спиралью нагревате¬
ля 1 и системой тепловых экранов 11. Спираль нагревателя из
вольфрам-рениевого сплава фиксируется в молибденовых резьбо¬
вых державках на ампуле 9 и фланце 6 за счет разности тепловых
коэффициентов расширения (предварительно в холодном состоя¬
нии спираль фиксируется по посадке с натягом). Для инициации
и поддержки разряда служит электрод 4. Электрическая изоля¬
ция электрода 4 осуществляется керамическими элементами 3 и
5, служащими одновременно его центрирующими деталями.
Электрический потенциал к элементам подводится с помощью мо¬
либденовой шины 2 в керамической изоляции.
Все детали центральной высокотемпературной зоны катодного
блока выполнены из тугоплавких материалов, металлические —
из молибденовых, вольфрам-рениевых, танталовых сплавов, изо¬
ляторы — из керамики на основе А1203. Основной материал дета¬
лей, находящихся вне высокотемпературной зоны — нержавею¬
щая сталь марки 12Х18Н10Т.
387
388
Рис. 5.4.13. Конструкция катода ПИД
Технические характеристики катода ПИД
Размеры канала, мм
Мощность, Вт
Ток, А
Ресурс, час
d = 50; 1 = 3
150 + 200
до 5
10000
ПИ Д-200
На рис. 5.4.14 приведен чертеж лабораторной модели — про¬
тотипа ПИД-200 с диаметром пучка 200 мм. Особенностью кон¬
струкции является применение в ГРК постоянных магнитов в ка¬
честве источников магнитодвижущей силы и катодов в виде на¬
кальных спиралей.
Стенки газоразрядной камеры выполнены в виде набора колец 6
из немагнитной стали, магнитных полюсов 5 и столбчатых посто¬
янных магнитов 8 диаметром 8 мм из сплава ЮНДК-24. Вся эта
сборка стянута шпильками 7 из немагнитной стали. Внутри каме¬
ры между полюсами 5 и на днище 3 закреплены с помощью изо¬
ляторных узлов 9 кольцевые аноды 4.
На днище 3 установлены через изоляторные узлы 9 шпильки
10, на которых закреплена вольфрам-рениевая проволока 13 диа¬
метром 0,5 мм, служащая накальным катодом. Данная конструк¬
ция позволяет уменьшить стоимость испытаний при отработке
двигателя. Для надежности применены два катода. Рабочее тело
подается в газоразрядную камеру через коллектор 1.
Ионно-оптическая система имеет два плоских электрода 11 и
12 из молибденового сплава с отверстиями 2 мм. Крепление электро¬
дов к монтажным фланцам осуществляется винтами с потайной
головкой с кернением шлицов. Сборка электродов осуществляется
с помощью изоляторных узлов, представленных на виде Д. Выход¬
ной электрод 2 является опорным узлом для крепления двигате¬
ля.
Технические характеристики ПИД-200
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
кпд
Ресурс,
час
d = 200
4800
57,5
33000
0,7
10000
389
Струнно-стержневая ионно-оптическая система
В традиционных ИОС электроды выполняются в виде дисков,
густоперфорированных круглыми отверстиями. Имеется некото¬
рое оптимальное значение диаметра отверстия, при котором ток
пучка будет максимальным. Это значение диаметра равно прибли¬
зительно 2 мм, при толщине перемычки 0,5 мм прозрачность
электрода составит 0,58. Такое условие накладывает ограничение
на размер двигателя — для повышения тяги необходимо увеличи¬
вать диаметр.
Однако с ростом диаметра все более острой становится пробле¬
ма обеспечения стабильности величины межэлектродного зазора
во время работы двигателя. Дело в том, что при разогреве кон¬
струкции из-за наличия градиента температур по радиусу электрода
происходит его коробление под действием термических напряже¬
ний. При этом межэлектродный зазор непредсказуемо меняется,
что не может не сказаться на стабильности работы двигателя. Ре
шение проблемы — в придании электродам формы сегмента сферы
с большим радиусом: термические напряжения будут приводить к
увеличению стрелы прогиба, т.е. деформация электродов с началь¬
ной стрелой прогиба будет происходить в одном направлении и
стабильность величины зазора у работающего двигателя повысит¬
ся, но при этом, естественно, увеличивается угол расходимости
пучка.
Решить проблему сохранения высокой прозрачности электро¬
дов при уменьшении абсолютных размеров элементарной ячейки
ИОС и стабильности величины межэлектродного зазора можно
также с помощью узла ИОС, в котором эмиссионный электрод об¬
разован системой проволок, расположенных в одной плоскости, а
ускоряющий электрод выполнен в виде разрезанной на стержень¬
ки пластины. При этом каждый стерженек или проволочка натя¬
гивается с помощью плоской пружины.
На рис. 5.4.15 представлена конструкция такого узла. Уско¬
рительная система образована эмиссионным электродом 1, выпол¬
ненным в виде натянутой проволоки 7 из вольфрам-рениевого
сплава диаметром 0,35 мм. Ускоряющий электрод 2 представляет
собой фрезерованную пластину из молибденового сплава, вид ее
представлен в сечении С—С. Стерженьки, образованные фрезеро¬
ванием, натягиваются системой вольфрам-рениевых струн 7. Каж¬
дая струна эмиссионного и ускоряющего электродов натягивается
391
392
Рис. 5.4.15. Конструкция струнно-стержневой ионно-оптической системы
с помощью плоских пружин 6. Выходной электрод 3 выполнен в
виде сваренной из нержавеющего стального листа детали коробча¬
того типа. Электроды закреплены на рамках 8 из нержавеющей
стали. На рамках устанавливаются резьбовые валики 4, которые
имеют возможность поворачиваться вокруг своих осей. Валики ус¬
танавливаются на рамку с помощью эксцентриковых узлов 9, по¬
зволяющих осуществлять их перемещение в направлении, перпен¬
дикулярном плоскости рамки. Струны 7 закрепляются с помощью
пружинных элементов 6 и укладываются в канавки резьбы вали¬
ков 4. Использование пружинных элементов компенсирует удли¬
нение проволоки при разогреве конструкции, а использование
резьбовых валиков обеспечивает точность предварительной юсти¬
ровки электродов. Вращением эксцентриков добиваются располо¬
жения осей валиков в одной плоскости, при этом все проволоки,
размещенные в канавках резьбы, автоматически попадают в одну
плоскость. Соосность щелей в электродах достигается вращением
резьбовых валиков при неподвижных эксцентриках, в этом случае
проволоки перемещаются вдоль оси валика. Для ускоряющего
электрода юстировка осуществляется с помощью специального
узла 5.
Узел элементарной ячейки ИОС представлен в сечении В—В.
В результате применения струнно-стержневой системы образуется
“пережатая оптика”, когда размер отверстия в ускоряющем
электроде меньше, чем в эмиссионном. В этом случае прозрач¬
ность эмиссионного электрода остается высокой ~0,9, а ускоряю¬
щего уменьшается до 0,2—0,3. Ионы фокусируются электричес¬
ким полем, пучок проходит сквозь узкие щели ускоряющего
электрода, а нейтральные атомы рабочего тела, неионизовавшиеся
в ГРК, большей частью отражаются от поверхности ускоряющего
электрода и возвращаются в ГРК, тем самым повышается коэффи¬
циент использования рабочего тела. Еще одним достоинством т.н.
“пережатой” ИОС является ее способность работать при малых
значениях потенциала ускоряющего электрода с эффективной от¬
сечкой электронов из области нейтрализации. Так, при плотности
о
тока пучка 2—4 мА/см и энергии ионов ксенона 0,5—1 кэВ до¬
статочно подать на ускоряющий электрод потенциал -200 В.
Уменьшение выхода неионизовавшихся атомов из газоразрядной
камеры повышает ресурс ИОС.
Фиксация рамок электродов 8 и их крепление к выходному
электроду 3 осуществляется при помощи изоляторных узлов 10.
393
Они содержат изоляторы 11 сложной формы из керамики ВК-94.
Для снятия температурных напряжений при соединении керами¬
ки и металла используются медные кольца 12. От загрязнений по¬
верхности изоляторов защищают металлические стаканы 13. На¬
бор регулировочных шайб 14 позволяет с высокой точностью уста¬
новить межэлектродный зазор.
Технические характеристики ИОС
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
КПД
Ресурс,
час
200x200
до 3000
до 55
до 35000
0,7
10000
ПИД-300
На рис. 5.4.16 приведен чертеж лабораторной модели — про¬
тотипа ПИД-300 с диаметром пучка 300 мм. Особенностью кон¬
струкции является применение в ГРК электромагнитов в качестве
источников магнитодвижущей силы и электродов ионно-оптичес¬
кой системы в виде сегментов сферы.
Стенки газоразрядной камеры выполнены в виде набора колец 7
из немагнитной стали, магнитных полюсов 8. Магнитодвижущая
сила создается катушками электромагнита 4, намотанными на
шпильки. Аноды 6 закреплены на обечайках 7 через изоляторные
узлы 20, 21, 22, представленные на выноске II. На днище 5 закреп¬
лен катод 2 полого типа и электромагнит 8 с катушкой 19.
Подача рабочего тела осуществляется через трубчатые коллек¬
торы 18.
Ионно-оптическая система имеет выполненные в виде сегмен¬
тов сферы эмиссионный 16 к ускоряющий 1 7 электроды из молиб¬
денового сплава с отверстиями 4 и 2 мм соответственно. Данные
отверстия, показанные на выноске I, формируют “пережатую”
ИОС. Форма сегментов сферы гарантирует сохранение межэлектро¬
дного зазора при тепловой деформации электродов. Крепление
электродов 16 и 17 к монтажным фланцам осуществляется винта¬
ми М2 с потайными головками с кернением шлицов. Монтажные
фланцы закреплены на корпусе газоразрядной камеры с через изо¬
ляторные узлы 10, 11, 12, 13 и 14. Выходной электрод 15 является
394
395
Рис. 5.4.16. Конструкция ПИД-300
опорным узлом для крепления кожуха двигателя, выполненного в
виде обечаек 9, 3 и 1.
Технические характеристики ПИД-300
Размеры канала,
мм
Мощность,
Вт
Тяга,
мН
Удельный
импульс, м/с
КПД
Ресурс,
час
d = 300
3000—4000
80—150
40000
0,7
15000
5.5. Рекомендации по применению
конструкционных материалов
Материалы для ЭНД
Нагреватели изготавливают из мелкопористого плотного гра¬
фита, особо высокотемпературные нагревательные элементы — из
вольфрам-рениевого сплава ВР20 или платинородиевого сплава
(90% платины, 10% родия).
Материалом для изоляторов служит керамика на основе окиси
магния, а также современные материалы на основе окиси алюми¬
ния, например, ВК-94.
Корпусные элементы двигателей выполняются в основном из
нержавеющей стали 12Х18Н10Т.
Материалы для СПД
Магнитопроводы. Изготавливаются из электротехнической
нелегированной стали 10880. В соответствии с ГОСТ 11036-75 ус¬
танавливаются ее следующие основные свойства (табл. 5.5.1).
Коэрцитивная сила стали 10880 лежит в пределах 64—95 А/м.
Подробные сведения о ее магнитных свойствах приведены в ука¬
занном ГОСТе.
Материалы обмоток. В качестве обмоточного провода круг¬
лого сечения в основном используется ПОЖ-700М (провод обмо¬
точный жаростойкий, выдерживающий кратковременное повыше¬
ние температуры до 700°С). Материал провода — медь (температу¬
ра плавления 1083°С), на которую наносится покрытие из родия,
396
изоляция стеклянная). Металл платиновой группы родий обладает
высокой отражающей способностью (до 85%) — второй по этому
показателю после серебра, но, в отличие от серебра, не тускнеет и
вступает в соединение с кислородом только в интервале темпера¬
тур 600—1000°С. В некоторых случаях обмотка выполняется из
ленточного провода (например, в двигателе СПД-200), что позво¬
ляет уменьшить ее объем.
Таблица 5.5.1
Назначение
Плот¬
ность,
кг/м3
Сва¬
рива¬
емость
Кратковременный
предел прочности,
МПа
Относитель¬
ное удлине¬
ние, %
Для применения в
магнитных цепях
электрических ап¬
паратов и приборов
7830
Без
ограни¬
чений
270
(горячекатаная)
350
(калиброванная)
24,4
Газоразрядная камера. Материалом для нее служит керамика
БГП-10 (боросил горячепрессованный), жаростойкая и достаточно
устойчивая против ионной эрозии[5-9].
Остальные детали, выполняющие роль изоляторов, изготавли¬
ваются из вакуум-плотной конструкционной керамики ВК-94, ко¬
торая достаточно хорошо выдерживает термоциклические нагруз¬
ки. Ее физико-механические свойства можно найти в справочнике
[5-10, 5-11, 5-12].
Крепежные элементы (болты, гайки, винты) изготавливаются
из нержавеющей стали Х17Н2 [5-10].
Материалы для ПИД
Электроды ИОС ионных двигателей обычно изготавливаются
из вольфрам-рениевых (ВР-20-50), молибденовых сплавов (МЧ-1)
или сплавов на основе титана (ВТ5, ВТ20). Для струнных систем
используется проволока из сплава ВР20 диаметром 0,5—0,35 мм.
Корпус газоразрядной камеры обычно изготавливается из не¬
ржавеющей стали 12Х18Н10Т, магнитные элементы камеры — из
электротехнической нелегированной стали 10880.
397
Изоляторные узлы материалы на основе окиси алюминия —
чаще всего ВК-94.
Материалы для катодов
Эмиттеры электронов — вольфрамовые сплавы (ВР-5-20), ке¬
рамика гексоборид лантана, пористый вольфрам с пропиткой
окиси тория или бария.
Высокотемпературные элементы — нагреватель, корпус эмит¬
тера — вольфрамовые сплавы (ВР-5-20), молибденовый сплав
(МЧ-1), тантал, ниобий.
Тепловые экраны — молибденовая фольга.
Материалом для изоляторов служит керамика на основе окиси
магния, а также современные материалы на основе окиси алюми¬
ния, например, ВК-94.
Корпусные элементы выполняются из нержавеющей стали
12Х18Н10Т.
5.6. Прочность элементов
электроракетных двигателей
Двигательные установки с электроракетными двигателями —
это сложные механические системы, при расчете которых необхо¬
димо учитывать особенности условий эксплуатации, различные
случаи нагружения, силовые и тепловые нагрузки, при которых
конструкция должна работать.
При рассмотрении прочности изделия необходимо анализиро¬
вать весь его жизненный путь — от сборки и до работы на орбите.
Случаи нагружения элементов электроракетных двигателей кос¬
мических двигательных установок подразделяются на наземные и
полетные. К наземным относятся нагрузки при испытаниях двига¬
теля, сборке и монтаже двигательной установки на ракету-носи¬
тель и нагрузки при транспортировке.
При транспортировке на земле двигательная установка нагружа¬
ется силой тяжести и инерционными силами, обусловленными ки¬
нематическим возбуждением со стороны транспортного средства.
К полетным нагрузкам относятся нагрузки при выводе двига¬
тельной установки на орбиту (старт ракеты-носителя) и нагрузки
при работе двигателя на орбите.
398
Режим вывода двигательной установки характеризуется зна¬
чительными ускорениями и вибрационными нагрузками. Про¬
дольные перегрузки могут достигать 9g на всем активном участке
полета ракеты-носителя.
При работе двигательной установки на орбите главным видом
нагружения будут тепловые нагрузки, которые влияют на проч¬
ность конструкции. Это влияние может быть в изменении свойств
конструкционных материалов, в эффекте ползучести и в появле¬
нии дополнительных температурных деформаций. Неравномерное
распределение температуры в элементах конструкции создает до¬
полнительные температурные напряжения. В орбитальном полете
силовые нагрузки могут быть в элементах системы хранения и по¬
дачи рабочих тел, например, в баках высокого давления.
Основными особенностями работы электроракетных двигате¬
лей являются большие ресурсы, высокие температуры, циклич¬
ность включений и эрозия материала конструкции (стенки раз¬
рядной камеры стационарного плазменного двигателя, электродов
ускорительной системы электростатического двигателя и др.).
Эрозия приводит к уменьшению прочности конструкции, это
должно учитываться при расчетах на прочность.
5.6.1. Расчет пластинчатых электродов
ускорительных систем ЭСД
Пластинчатые электроды часто применяются в электростати¬
ческих двигателях. Они изготовляются из различных материалов
(нержавеющие стали, молибденовые и ниобиевые сплавы, компо¬
зитные материалы типа углерод-углерод и др.). Типичная схема
пластинчатого электрода представлена на рис. 5.6.1. Электрод состоит
из перфорированной пластины (электрод) и силового кольца, с помо¬
щью которого электрод крепится к корпусу двигателя. Как видно из
эпюры распределения температуры по электроду, при работе двига¬
теля средняя часть электрода нагрета выше, чем периферийная. Не¬
равномерный осесимметричный нагрев вызывает радиальные аг и
окружные температурные напряжения. При таком распределе¬
нии температур появляются сжимающие напряжения, которые могут
привести к выпучиванию электрода (потере устойчивости). В этом
случае изменяется межэлектродный зазор и возможно короткое за¬
мыкание. При нагреве электрод имеет радиальные деформации и.
399
1'
Рис. 5.6.1. Схема пластинчатого электрода
Перепад температур по радиусу электрода
At = t- t0,
где t — температура электрода при работе двигателя; tQ — темпе¬
ратура сборки электрода (20°С).
Можно пренебречь величиной 20°С и вести расчет по темпера¬
туре электрода At = t.
Для определения напряженно-деформированного состояния
электрода (ог, и) необходимы для расчета следующие данные:
h — толщина электрода; hK — толщина кольца; с — радиус элек¬
трода; b — внешний радиус кольца; Е — средний модуль упругос¬
ти материала для данного уровня температур; ос(г) — коэффициент
линейного расширения (величина переменная).
Принимается, что распределение температуры осесимметрич¬
но и постоянно по толщине электрода.
При расчете напряженно-деформированного состояния элек¬
трода основным осложнением является различие в толщинах
электрода и силового кольца. В результате этого на стыке этих эле¬
ментов возникает сила реакции R. Также необходимо учесть ос¬
лабление электрода за счет перфорации [5-5].
400
В точных расчетах напряженно-деформированного состояния
следует учитывать ослабление прочности электрода из-за эрозии.
Определить силу реакции R можно используя метод сил. Раз¬
режем электрод на радиусе с и приложим неизвестную силу реак¬
ции R, как показано на рис. 5.6.2. Распределенная контурная на-
- R
грузка R = .
2 пс
Из условия равенства радиальных деформаций кольца и элек¬
трода на радиусе с можно определить реакцию R.
Радиальные деформации электрода ис и кольца икс определя¬
ются следующими выражениями:
ис = есоРо ~ ecR’
икс ексоРко екcR’
(5.6.1)
где есо, ексо — податливости электрода и кольца в точке с от внеш¬
ней нагрузки; Р0, Рко — внешние нагрузки на электрод и кольцо
R
г
J
1 1
Рис. 5.6.2.
Схема
приложения
сил
г t
Ьк
U*
С'
i
ilc^]
-
и
-к
_
-в-1-
Рис. 5.6.3.
К определению
податливости деталей
электрода
401
от нагрева до температуры t; eCQP0, ексоРко — температурные де¬
формации электрода и кольца на радиусе с,
есоРо = “с(0 = 7 I aAtrdr>
(5.6.2)
2с
ексо^ко — - 72 2
О - С
J oAtrdr,
сс, екс — податливости электрода и кольца от распределенной кон¬
турной нагрузки R,
Из условия равенства радиальных деформаций электрода и
кольца на радиусе с (ис = икс)
R =
в Р — в Р
СО О КС'О ко
ес екс
(5.6.3)
Для определения податливости электрода ес и кольца екс от
распределенной контурной нагрузки R приложим эту нагрузку к
электроду и кольцу на радиусе с, как показано на рис. 5.6.3.
тэ л “(с)
В этом случае податливость электрода будет е„ = , а подат-
с R
ик(с)
ливость кольца е„„ = — .
кс R
Удлинение электрода и кольца от распределенной контурной
нагрузки R на радиусе с можно выразить через радиальные напря¬
жения.
Для электрода
и(с) =
агг с(1 - ц)
Е
о
ГС
(5.6.4)
, с( 1 - ц)
с Eh *
402
Для кольца
, Ч _ рк гсс
ик(с) ~ „,,2
Еф* - с2)
1 - |Х +
R
ГГ — •
кгс К'
ь\ 1 + ц)
„2
е,.„ -
кс EKb2-c,
1-Ц +
tql + Ю
(5.6.5)
Для определения ослабления электрода из-за перфорации рас¬
смотрим три пластины, показанные на рис. 5.6.4.
Рис. 5.6.4. К определению приведенной толщины
перфорированной пластины
Первая и вторая (перфорированная) пластины имеют одинако¬
вую толщину (Л = Лп), но радиальные деформации при растяже¬
нии разные (и * ип). Из-за ослабления деформации второй пласти¬
ны больше. Эпюры деформаций этих пластин подобны:
— - у - const, (5.6.6)
ип
где у — коэффициент перфорации пластины, поэтому определение
напряженно-деформированного состояния таких пластин можно
403
оценивать по общим формулам, заменяя толщину hn перфориро¬
ванной пластины на приведенную толщину /гпр сплошной пласти¬
ны.
Толщина третьей пластины Лпр выбрана такой, которая дает
радиальную деформацию, равную деформации перфорированной
пластины. Для второй и третьей пластин действительны соотно¬
шения hn * Лпр и ип = ипр.
Деформации пластин определяются следующими выражения¬
ми
Щ) Е Eh ’
ип(г) = “пР(г) =
Rr( 1 - р)
Eh
пр
Отношение деформаций можно выразить в виде
и(г) и(г) ЛПр
и_
и
= У-
пр
Тогда приведенная толщина перфорированной пластины будет
К? = УН = УК■ (5.6.7)
Коэффициент перфорации пластины у зависит от диаметра от¬
верстий d, расстояния между отверстиями s, толщины пластины
и закона распределения отверстий.
Коэффициент перфорации пластины можно определить по
формуле
у= 0,25(3 + k)
М'
s
\
(1 - П;
к =
1,41
1 +
h Г
j
s - d
(5.6.8)
Коэффициент перфорации пластины можно определить по уп¬
рощенной формуле
404
F-Fn
7 =
где F — площадь пластины; F — суммарная площадь всех отверс¬
тий.
В практике проектирования электроракетных двигателей этот
коэффициент называют пористостью или прозрачностью электро¬
да.
Напряжения в электроде (пластине) определяются следующи¬
ми выражениями:
cr = -g J aAtrdr - J oAtrdr - агс;
(5.6.9)
а,р = ^ j aAtrdr + J aAtrdr - EaAt - агс; (5.6.10)
=
R
rc h
np
Первые два члена в уравнении (5.6.9) и первые три члена в
уравнении (5.6.10) — это температурные составляющие напряже¬
ний в пластине.
Напряжения в силовом кольце определяются выражениями:
ь г
Е
Е
акг~ ,2 2
Ь4
' С2Л
1 - —
г2,
\ у
J aAtrdr - ~2 j aAtrdr
+
с
2 (
+ О
кгс .2 2
О — С
1-4?
V
(5.6.11)
°к<р .2 2
« *,
J aAtrdr + J aAtrdr - EaAt +
+ a
кrc , 2 2
b - c
2Л
1 + 7
(5.6.12)
405
Первые два члена в уравнении (5.6.11) и три первых члена в
уравнении (5.6.12) — это температурные составляющие напряже¬
ний в кольце:
-Ж
К'
Запас прочности электрода
<4 , _
п = > 1,5,
CTimax
где
= р+4
Пример расчета температурных напряжений
в пластинчатом электроде из молибденового сплава
Модуль упругости материала Е = 3,2 105 МПа.
Размеры и параметры электрода показаны на рис. 5.6.5.
Рис. 5.6.5. Размеры и параметры электрода
406
Таблица 5.6.1
100
370
5,163
19,103
109,435
611,29
350,19
1,00
350,19
о
-163,00
89,09
-73,91
О
00
410
5,173
16,967
73,365
678,69
244,76
1,56
381,82
СО
со
т-Ч
СО
1
-194,60
53,32
-109,68
09
440
5,180
13,675
42,723
729,34
136,71
2,77
379,75
-29,56
-192,56
0,60
-162,42
40
460
5,185
9,540
19,508
763,23
62,42
6,25
390,12
-39,93
-202,93
-22,92
-185,29
20
480
5,192
00
о>
4,984
03
оз
t-
15,94
! 25,00
398,70
-48,51
-211,51
-48,60
-211,60
О
500
5,200
о
О
о
С5
счГ
со
00
О
416,00
-65,81
-228,8
-65,81
-228,8
Размерность
S
р
р
т-Ч
S
2
м
МПа
я
eg
т-Ч
МПа
МПа
МПа
МПа
МПа
Множитель
СО
1
о
т-Ч
1—1
CD
1
О
1—1
ю
1
О
т-Ч
t-
1
о
т“Ч
т-Ч
О
т-Ч
eg
О
т-Ч
т-Ч
т-Ч
т-Ч
т-Ч
т-Ч
Функция
-К4
<
а
4-J
1
Ч-л
1
-о « . d
EaAt
Ss.
-С. * * «
bq
eg
т-Ч
00
оГ
1
оз
т-Ч
o'
uo
со
II
Ч^.
ч"£.
О
о
СО
СО
т-Ч
1
О
т-Ч
II
Ь
со
1
и—N
О
1
03
Т-Ч
o'
ю
со
II
Ч-i
еР
О^
со
со
т-Ч
1
£Г
т-Ч
II
еР
1—1
<М
СО
ю
со
00
03
от
т-Ч
т-Ч
12
13
407
t
Таблица 5.6.2
116
230
5,130
13,686
27,326
377,56
00
со
t—
о
64,98
65,021
о ;
108
320
5,140
17,763
14,746
526,33
47,18
0,857
СО
'Ч.
О
36,179
-4,251
О
о
тЧ
370
5,163
19,10
О
611,2
о
1,00
о
о
о
Размерность
S
р
р
гЧ
g
2
м
СЗ
В
S
Я
04
S
тЧ
МПа
МПа
МПа
Множитель
со
1
О
i4
тЧ
СО
1
О
i4
Ю
1
О
тЧ
t-
1
о
|Ч
тЧ
О
тЧ
04
О
тЧ
тЧ
тЧ
тЧ
Функция
At
а
ъ
J raAtdr
а
<1
а
ъ
Е J raAtdr
а
04
тЧ
/• S
00
/* N
04 (04
Cj| ь.
1
i4
ч >
О
О
со
ю
04
aKr(t) = (10) - (9)
тЧ
04
СО
ю
CD
ь-
00
О)
10
11
408
Окончание табл. 5.6.2
о
о
о
СО
ь-
т-Н
440,979
505,959 [I
-128,4
eg
63,876
СО
ь-
сд
т-Н
03
т-Н
-0,153
988
-9,137
1 1,857
469,821
510,251
-16,08
2,153
68,762
52,68
-0,345
-11,01
-11,01
eg
506,0
о
-611,2
2,345
74,89
-536,4
А
о
и
а
я
(Й
а
Я
СЙ
(Й
а
И
и
К
и
С
С
В
CD
2
2
2
2
2
2
2
2
«
ей
&н
л
Ч
Ф
Н
й
т-Н
гН
1—1
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
О
и
§
/■—N
Сд
v
03
1—1
со
CD
т-Н
o'
00
т-Н
00
eg
ь?
со
'—*
/—"S
L
1
со
■—
к
S" "N
eg |cq
сзз
+
/*“ N
ем leg
ю
03
eg leg
03
+
Я-
*о|
^—ч
о| 1.
-сз| -
/—N
«
я
1
00
т-Н
4?
+
+
со
00
т-Н
>.
т-Н
II
w
г-Н
со"
со
II
т-Н
II
w
iQ,
||
i-O
гН
||
tr
eg
s—у
f-a
1^.
'~Ь
Ь.
Й
"э-
ч"о
9-
V.
Й
ь
Й
t>
9-
Й
ю
0
0
CSJ
00
ю
CD
ь-
СО
03
О
т-Н
1—1
?н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
eg
сд
409
Порядок расчета перфорированного электрода (пластины)
представлен в табл. 5.6.1, силового кольца — в табл. 5.6.2.
Находим приведенную толщину пластины hnp = yh:
<Л
у= 0,25(3 + к) 1-j
= 0,25(3 + 0,52)
1 -
3 10
,-з ^
4,5-10
,-3
(1 - Ц2) =
(1-0,3^) = 0,271,
где
к =
1.41
1,41
1 +
( h
s - d
1 4
= 0,52;
2-10
,-з
^4,5-10-3 - З-Ю-3
hnp = yh = 0,271-2-10-3 = 0,542-10"3 m.
Реакцию R определяем по формуле (5.6.3).
Деформация электрода на радиусе с при нагреве (значение ин¬
теграла берем из табл. 5.6.1):
С
и it) = - f аА trdr= —-■ 109,435-10-7 = 0,218 -10“3 м.
с{ 100 10“3
Часто функция под знаком интеграла имеет сложный харак¬
тер. В этом случае интеграл следует определять численно, приме¬
няя интегрирование по формуле трапеций.
ь ъ
Если записать J aAtrdr = J фdr, то
а а
^аг=~Ш (ф°+2<pi+2фз +-+2ф*-1+ф*}
Здесь Lab — промежуток интегрирования; к — число равных участ¬
ков, на которое разбивается промежуток; ф0,ф1,...,ф^ — числен¬
ные значения функции ф = aAt г на границах участков.
410
Деформация кольца на радиусе с при нагреве (значение интег¬
рала берем из табл. 5.6.2):
ик*(*) = 72^2 J aAtrdr =
,2 ,.2
О - С
2 100 10_3
(116-10-3)2 - (100- 1СГ3)2
= ОД58 • 10-3 м.
Определяем податливости пластины и кольца по формулам
(5.6.4) и (5.6.5):
с( 1 - ц) 100Ю~3(1 - 0,3)
е =— — = —^ -i-i—=4 03 10_1и—•
Ek _ О О 1ЛП ЛОП 1П-з ’ u ’
гпр 3,2-1011-0,542-10
■4-10 М_
Н
EhKb 2_с2
1-Ц +
ъ\ 1 + ю
(100 10-3)3
3,2■ 1011 ■ 8,0 • 10~3 (116-10“3)2 - (100-10“3)
-Ч-З
,-3\2
л-3ч2
X
X
1 - 0,3 +
(116 10~3)2(1 + 0,3)
(100-10~3)2
Определяем величину реакции:
- ЧМ ~ иксЮ 0,218-10“3 - 0,158 10“3
R — = - —
= 2,76 10“10^г .
Г1
®с + екс
1П 1А = 8,836-104 — .
4,03 • Ю~10 + 2,76 Ю-10 м
Радиальные напряжения в пластине
or = or(t)-arc.
Температурная составляющая напряжений
с г
Rj Г Г
ar(t) = -g J aAtrdr - —g J aAtrdr.
c о r о
411
Е г
Значение J оlAtrdr для г = 0 определяем следующим обра¬
зом:
г
Е с
—2 J aAtrdr ~ — EaAt
г=О
416 МПа.
Значение первого члена берётся из 9-й строки табл. 5.6.1 для
г= 100 10"3:
Е г
—2 J aAtrdr = (9)r=ioo io"3 = 350>19 МПа;
с
°rc h
R 8,836 -Ю4
пр 0,542-10
-3
= 163 МПа.
Радиальные напряжения в пластине приведены в 11-й строке
табл. 5.6.1.
Определяем окружные напряжения в пластине:
°Ф = °Ф (0-оге-
Величина температурной составляющей окружных напряже¬
ний
с г
Оф(t) = ~2 J aAtrdr + —£ j aAtrdr - EaAt
с о г о
приведена в 12-й строке табл. 5.6.1. Окружные напряжения в
пластине — в 13-й строке.
Порядок расчета напряжений в кольце показан в табл. 5.6.2.
Определяем радиальные напряжения в кольце
^кг — + °кгС(Г)>
где
акгЮ =
£
h2 „2
о - с
„2 Л
1 -
J aAtrdr - ^ J aAtrdr.
412
Е
b2-c2
J aAtrdr =
87,44- 1СГ2
(116-НГ3)2 - (100 10~3)2
= 253,
®кгЛГ^ °кrc ,2 2
0 - C
2\
1-*.
r2
V
a.
R 8,836-1СГ
КГС h
8-10
-3
= 11,04 МПа,
b2-c2 (116-НГ3)2 - (100-НГ3)2
окгс(г) = 11,04-2,893
(100-НГ3)2
= 2,893,
( ь2)
( Ь2'
1 - —
„2
= 31,938
1 - —
2
Г
\ ^
Г
К /
Значение напряжения окг приведено в 14-й строке табл. 5.6.2.
Определяем окружные напряжения в кольце:
°к<р = акф(*) + акфС(г)’
где
=
'кф''"/ .2 2
О - С
< c«^
J aAtrdr + ctAtrdr - EaAt;
®кфс?(г) ®кгс ,2 2
Ь - С
1 ^
1 7
V У
Окружные напряжения в кольце приведены в 21-й строке
табл. 5.6.2.
5.6.2. Потеря устойчивости пластинчатого электрода
Так как напряжения в электроде сжимающие, необходимо про¬
вести расчет устойчивости электрода. Потеря устойчивости электро¬
дов изменяет межэлектродное расстояние и может привести к ко¬
роткому замыканию.
413
Критическое радиальное напряжение, которое вызывает поте¬
рю устойчивости электрода, свободного от опор по внешнему кон¬
туру или с шарнирной заделкой, определяется следующим выра¬
жением:
гкр
= 4,2
Е
(h Л
пр
12(1 - р")
с
\ У
Для электрода с жесткой заделкой по контуру
°гкр 14,7
_Е
12(1 - р2)
Определение работоспособности
пластинчатого электрода при действии различных
сжимающих нагрузок
Напряжения в электроде при действии только контурной на¬
грузки R представлены на рис. 5.6.6.
В этом случае запас устойчивости
где агс — радиальные напряжения в электроде
R
Сгс ~ н ’
пр
При действии только тепловых нагрузок запас устойчивости мож¬
но определить по среднему температурному напряжению (рис. 5.6.7):
п
у
гкр
> 2,
где orcp(t) — средние радиальные напряжения в электроде,
с
CTrcpW = 7 J
О
ог(£) — радиальные температурные напряжения в электроде,
414
Рис. 5.6.6. Напряжения
в электроде при действии
контурной нагрузки
Рис. 5.6.7. Напряжения
в электроде при действии
тепловой нагрузки
cr(t) = —2 J aAtrdr —g J aAtrdr.
Е
г2
При одновременном действии этих нагрузок на электрод
(рис. 5.6.8) запас устойчивости электрода
п =^£Е>1,5,
У аг
где
ср + стгс-
Для борьбы с потерей устойчивости электродов электроракет-
ных двигателей применяются различные способы. Одним из них
является создание на внешнем контуре дополнительного растяги¬
вающего напряжения, которое при работе двигателя уменьшает
сжимающие напряжения.
Этого можно достигнуть, если изготовить внешнее кольцо и
электрод с зазором, затем нагреть электрод до температуры, при
которой электрод расширится на величину этого зазора, и осуще-
415
ствить сварку кольца и электрода. Когда двигатель не работает, в
электроде имеются растягивающие напряжения, которые будут
уменьшать сжимающие напряжения на рабочем режиме.
Рис. 5.6.8. Напряжения в электроде при действии контурной
и тепловой нагрузок
Для создания дополнительных растягивающих напряжений
можно установить по контуру электрода специальные упругие уст¬
ройства. В этом случае конструкция ускорительной системы зна¬
чительно усложняется.
Дополнительные растягивающие напряжения в рабочем состо¬
янии (при нагреве) можно получить в конструкции электрода, в
котором кольцо изготовлено из материала с более высоким коэф¬
фициентом линейного расширения по сравнению с материалом
электрода, например, применив для кольца сталь типа 12Х18Н9Т,
а для электрода — молибденовые или вольфрамовые сплавы.
Избежать неприятностей, связанных с потерей устойчивости
электродов, можно применив выпуклые (изогнутые) электроды. В
такой конструкции все электроды выпучиваются в одну сторону,
что позволяет сохранить межэлектродные расстояния и избежать
короткого замыкания.
416
Вопросы для самопроверки
1. Основные способы получения ионов в ЭРД.
2. Перечислить механизмы ускорения в ЭРД и указать облас¬
ти их наиболее эффективного использования.
3. В каком из типов ЭРД возможно получение максимальных
скоростей истечения?
4. Роль нейтрализатора в рабочих процессах в двигателях.
5. Какими способами осуществляется формирование растущей
ветви вольт-амперной характеристики дугового плазменного дви¬
гателя?
6. Чем определяется значительная расходимость ионного по¬
тока в стационарных плазменных двигателях, и как это сказыва¬
ется на ресурсе двигателя?
7. Какова основная роль выходного электрода в ионно-опти¬
ческой системе ионного двигателя?
8. Величиной какой разности потенциалов определяется энер¬
гия ионов в ионном двигателе?
9. Перечислите конструктивные приемы для борьбы с потерей
устойчивости пластинчатых электродов ЭСД.
10. Какие конструкционные материалы применяются для из¬
готовления электродов ЭСД?
Библиографический список
5-1. Фаворский О.Н., Фишгойт В.В., Янтовский Е.Н. Основы
теории космических электрореактивных двигательных установок.
— М.: Высшая школа, 1978.
5-2. Гришин С.Д., Лесков Л.В. Электрические ракетные двига¬
тели. — М.: Машиностроение, 1989.
5-3. Квасников ЛЛ., Латышев Л А., Пономарев-Степной Н.Н.,
Севрук Д.Д., Тихонов В.Б. Теория и расчет энергосиловых устано¬
вок космических летательных аппаратов. — М.: Изд-во МАИ,
2001.
5-4. Белан Н.В., Ким В.П., Оранский А.И., Тихонов В.Б. Стаци¬
онарные плазменные двигатели. — Харьков: ХАИ, 1989.
5-5. Гуров А.Ф., Севрук Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и про¬
ектирование двигательных установок: Учебник для авиационных
вузов. — М.: Машиностроение, 1980.
417
5-6. Васильев В.К., Григорьян В.Г. Расчет основных парамет¬
ров электроракетных двигателей: Учебное пособие. — М.: Изд-во
МАИ, 2005.
5-7. Хартов СЛ. Расчет элементов двигательной установки со
стационарным плазменным двигателем: Учебное пособие. — М.:
Изд-во МАИ, 2009.
5-8. ОКБ “Факел”. Филиал ОКБ “Заря”. Филиал института
двигателей. Предприятие п/я 3740. Калининградское отделение
лаборатории двигателей АНСССР: к 50-летию предприятия / Авт.-
сост. А.Н. Нестеренко; ред. В.М. Мурашко. — Калининград: ИП
Мишуткина И.В., 2005.
5-9. Горшков ОЛ., Муравлёв ВЛ., Шагайда АЛ. Холловские и
ионные плазменные двигатели для космических аппаратов / Под
ред. А.С. Коротеева. — М.: Машиностроение, 2008.
5-10. Авиационные материалы: Справочник: В 9 т. / Под ред.
А.Т. Туманова. — М.: ОНТИ, 1973—1989.
5-11. Велоруссов Н.И., Саакян А.Е., Яковлева А.И. Электри¬
ческие кабели, провода и шнуры. Справочник. — М.: Энергоато-
миздат, 1987.
5-12. Григорьян В.Г., Демидов А.С., Хартов СЛ. Расчет и кон¬
струкция электроракетных двигателей. — М.: Изд-во МАИ, 2010.
6. РАДИОИЗОТОПНЫЕ ИСТОЧНИКИ ЭНЕРГИИ
ДЛЯ ПРИМЕНЕНИЯ
В КОСМИЧЕСКОМ ПРОСТРАНСТВЕ
В этом разделе рассматриваются основные особенности изотоп¬
ных электрогенераторов, их компоновочные и конструктивные
схемы и элементы. Приводятся краткие методики некоторых рас¬
четов.
6.1. Особенности изотопных генераторов.
Топлива и топливные соединения
Среди других типов энергоустановок, применяемых в космосе,
источники энергии на изотопном топливе занимают особое место.
Причиной этого являются следующие их особенности:
418
1) Невозможность регулирования тепловой мощности, выде¬
ляемой топливом.
2) Ограничение полезной мощности в одном блоке величиной
1,0—1,5 кВт.
3) Необходимость применения специальной техники безопас¬
ности.
4) При использовании долгоживущих изотопов возможность
обеспечения ресурса в несколько десятков лет.
5) Высокая стоимость топлива.
Следствием второй особенности является также ограничение
функционального диапазона космических аппаратов (КА), на кото¬
рых могут быть использованы изотопные источники энергии. В по¬
давляющем большинстве случаев такие источники энергии приме¬
нялись в комбинации с термоэлектрическими преобразователями,
что давало возможность получить наиболее высокую надежность.
Изотопные источники в качестве обогревателей аппаратуры
устанавливались на трех советских луноходах, в двух случаях они
входили в состав радиоизотопных термоэлектрогенераторов “Орион”,
успешно прошедших испытания в космосе в 1965 году. Общее ко¬
личество успешно эксплуатировавшихся в космосе термоэлектро¬
генераторов на изотопном топливе составляет в настоящее время
несколько десятков [6-1, 6-2].
Количество радиоактивных изотопов, теоретически пригод¬
ных для использования в качестве источников тепла, составляет в
настоящее время более 1000, но из-за практических ограничений
это число уменьшается во много раз. Реальный выбор изотопов
для космических электрогенераторов производится с учетом пе¬
риода полураспада, удельной мощности, уровня кинетической
энергии, типа распада и др. [6-3]. Кроме того, топливо (топливное
соединение) должно обладать высокой химической стабильностью
и приемлемыми технологическими свойствами при высоких тем¬
пературах (примерно от 500 до 1600°С). К таким свойствам отно¬
сятся температура плавления, удельная мощность, плотность и
др. (табл. 6.1.1 [6-4]).
Для того чтобы топливо на основе изотопа с высокой удельной
мощностью имело приемлемые технологические и эксплуатацион¬
ные свойства, в его состав вводят металлы с высокой теплопровод¬
ностью. Дополнительными являются требования коррозионной
стойкости, совместимости с конструкционными материалами ам¬
пулы, стабильности во времени и т.п. Топливо, применяемое для
419
Некоторые свойства радиоактивных изотопов и топливных соединений
00
2
. О
1 ^
^ о
о
W
9,6
t-
т—(
т—1
8,9
ь-
гН
т-Н
3,58
13,6
Темпера¬
тура плав¬
ления, К
СО
ь-
00
2223
1760
2223
2703
1137
1923
Удельная
мощность,
Вт/г
71
98
9,0
2,3
0,79
0,24
0,52
Топ¬
ливо
РЬРо
со
О
(М
Ё
о
Со
со
О
N
а
и
SrO
CsF
РиС
Темпера¬
тура плав¬
ления, К
527
1223
1760
1223
1043
301
913
Удельная
мощность,
Вт/г
141
120
гН
2,8
0,93
0,4
0,55
Излуче¬
ние
а
е
а
СО.
а, п
с*-
СО.
g£
8
Период
полурас¬
пада, лет
00
СО
о
0,45
5,25
00
т-(
28
30
89
Изотоп
о
1-Ч
см
о
Он
СМ
см
а
о
О
СО
О
и
см
Й
О
0
01
со
t-
со
г—I
со
о
00
СО
см
420
космических генераторов, должно быть нерастворимым в морской
и пресной воде. Следует также учитывать его реальную стоимость.
Подробно свойства изотопных топлив и их соединений рассмотре¬
ны в книге [6-5].
Некоторые характеристики изотопных генераторов, использован¬
ных в энергоустановках нечетной серии SNAP, а также в их более
современных модификациях, приведены в табл. 6.1.2 [6-6, 6-7].
6.2. Ампулы и кассеты
Конструкция ампулы, в которую закладывается изотопное
топливо, определяется его свойствами и принятой концепцией
безопасности. По одной из них предполагалось, что при аварийном
падении энергоустановки ее корпус, тепловой блок и кассета с ам¬
пулами должны сгореть в верхних слоях атмосферы, после чего
продукты сгорания диспергируются и рассеиваются на большой
площади земной поверхности (от нескольких сотен до нескольких
тысяч квадратных километров), что обеспечит полную экологичес¬
кую безопасность в этом районе [6-9]. Авария, произошедшая в
апреле 1964 года над районами центральной Африки со спутни¬
ком, в состав которого входил изотопный генератор SNAP-9A [6-3,
6-9], не подтвердила обоснованность этой концепции. В настоящее
время разработчиками во всех странах принята другая концеп¬
ция, в соответствии с которой ампулы с изотопным топливом
должны в любом случае, например, при падении на скальный
грунт или в морскую воду, сохранить герметичность. В соответствии
с этим требованием конструкция ампулы для энергоустановки
“Нимбус” фирмы Локхид [6-10] имела вид, показанный на рис. 6.2.1.
Всего в энергоустановке использовалось шесть ампул с топливом
стронций-90 мощностью по 890 тепловых ватт каждая. Концы
ампул имели куполообразную форму с плавно увеличивающейся
толщиной, сварные швы располагались достаточно далеко от кон¬
цов. Подкладные кольца обеспечивали надежную герметичную
сварку на всю глубину шва [6-11, 6-12].
Подразумевается, что наиболее опасным является случай, ког¬
да направление падения совпадает с осью ампулы, и тогда утол¬
щенное концевое донышко должно защитить ампулу от разруше¬
ния. При боковом ударе его энергия должна поглощаться за счет
деформации более тонких стенок ампулы. При любом направле¬
нии падения энергия удара расходуется в первую очередь на раз-
421
Характеристики изотопных генераторов
<М
о
з*
з
5
3
Ei
Я
а
а
И
(Я
_ »
>=£ о
О >,
f-< к
ей
»
СО
ей
В
a
ч
н ч
а? a
i «
| !*
a
« И
s
а
§
W
к и
о is
Н Ч
и
СО
a
a
Еч
Он
<
£
(/}
СО
05
о
о
ко
о
ко
00
с
со
£
со
G 5
О CQ
I I4
в
a
Ok
со
a
a
a
a ®?
u В
■я «
a «?
я *.
о 1
S я
я и
д
со
со
05
СМ
X
о
о
со
со
о
я
Он
Он
с
£
со
« >>
S 5.
*5 >»
г ч
о S
а> a
> a
,2 9
>s
о
Е
a
Я
\
rk
H
00
о
CO
CO
£
CO
©
ко
a
Он
Oh
C
Й
CO
a —
R °
Ч о
a S*
н 5
CM
05
о
со
о
£
CO
я
3
w
a
a.
Oh
<
CO
422
Окончание табл. 6.1.2
s
я
а
С
g да ю
со со
н
* *
- %
g >.
8й 3
<й £
I S
?* к
и ь
. S
"о Я
О
- ^
Л г*
5 |
ё |
О Л
а ft
S Н
К аз
8 ^
| 2
s к
* к
«
о
X
л о
аЗ
О
w Я
5, «
К I
9 5
СО И
- К
§ в
о И
N 4>
•S ч
3 g
ж о.
t G
S 5
4) W
t-
03
03
00
03
>3
CO
К
s
4
fct
ft
g 2
I *
s
X
s 8 5
о w <ti
ж я
?н tc,
CV]
CM
aK
$
■&
03
tc
Д
W
со
CO
со
CO
о
0-i
0
ft
о
ft
о
ft
о
ft
S 5
н
« pq
>3
СО
R
К
н
С5
Е-
Й
£
д
a
о
Е-
Й
£
д
a
ю
00
csj
О
Е-
Й
со
Д
ft
О
О
Н
Й
со
д
ft
о
Д
д
Й
о
н
Й
со
д
ft
о
д
д
Й
о
н
Й
со
Д
ft
О
423
рушение всех наружных частей конструкции энергоустановки,
теплового блока и кассеты.
Рис. 6.2.1. Топливная ампула фирмы “Локхид”:
1 — топливо (стронций-90); 2 — оболочка из жаропрочного сплава;
3 — оболочка из платины или платинородиевого сплава;
4,5 — подкладные кольца
Материалом внутренней оболочки ампулы (в одном из кон¬
структивных вариантов) служит сплав на основе ниобия. Внешняя
оболочка изготавливается из платинового или платинородиевого
сплава и обеспечивает защиту внутренней от атмосферного окис¬
ления; для повышения теплоизлучающих свойств она покрывает¬
ся слоем дисиликата молибдена. Для обеспечения оптимального
излучения это покрытие подвергается предварительному окисле¬
нию.
По утверждению разработчиков, такая конструкция без изме¬
нения внешних размеров может быть легко приспособлена для го¬
дичного использования с топливом плутоний-238. В этом случае
куполообразные концы ампулы должны заполняться жаростойкой
сотовой структурой. Ресурс ограничивается возможностью разру¬
шения ампулы от внутреннего давления гелия.
Один из вариантов конструкции многослойной ампулы с на¬
ружными диаметром 15 мм и длиной 100 мм показан на рис. 6.2.2
[6-9]. Еще одним примером является ампула генератора SNAP-29.
? 2 3 i
/ / / ‘ /
-
//////.
' / / /
7 / / /
Рис. 6.2.2. Конструкция многослойной ампулы:
1 — ниобиевая фольга с “крошкой” для топлива; 2 — технологичес¬
кая оболочка; 3 — оболочка из сплава ВР-27 (вольфрам-рений);
4 — силовая оболочка из сплава ВР-27
424
Она представляет собой трехслойную оболочку с наружной длиной
343 мм и внешним диаметром 23,6 мм. Во внутренней оболочке
размещается топливо в виде соединения CdPo. Промежуточная
оболочка, называемая конструкционной, позволяет выполнить на
себе особо качественную сварку. Наружная платинородиевая обо¬
лочка необходима для защиты от окисления при высокой темпера¬
туре. На радиоизотопных источниках тепла MHW, разработанных
для американских спутников ЛЭС 8/9, применялись сферические
топливные капсулы из иридия, заключенные в графитовые проти¬
воударные оболочки. Для выравнивания энерговыделения между
самим топливом и иридиевым корпусом размещались также мо¬
либденовая фольга и экран из окиси магния [6-8].
После заполнения изотопным топливом и герметизации ампу¬
лы помещаются в так называемые кассеты (в литературе эти дета¬
ли называются иногда капсулами, блоками, тепловыми блоками,
корпусами блоков, контейнерами, камерами и т.п.). Наиболее
часто в реальных конструкциях (рис. 6.2.3 — 6.2.6) встречаются
кассеты цилиндрической и плоской формы [6-11, 6-13].
с центральным расположением
ампул для генератора SNAP-3B:
1 — топливо; 2 — сварные швы;
3 — корпус; 4 — наружная ампула;
5 — внутренние ампулы
Рис. 6.2.3. Кассета
Рис. 6.2.4. Поперечное сечение
кассеты с круговым расположением
ампул
425
Рис. 6.2.5. Плоская кассета с канавками
Рис. 6.2.6, Плоская кассета
8-модульного генератора
SNAP-29:
1 — графитовый блок;
2 — пробки каналов с
ампулами; 3 — отверстия
Кассеты с центральным расположением ампул применялись в
генераторах серии SNAP-3B. В трех изделиях ампулы загружа¬
лись полонием-210, в двух других — плутонием-238 [6-3]. В пер¬
вом случае топливо заключалось в две ампулы из нержавеющей
стали с толщиной стенки 0,76 мм, рассчитанные на загрузку по
1000 кюри полония в каждую. Герметизированные сваркой ампу¬
лы помещались во вторичную оболочку из той же стали толщиной
0,86 мм, пробка которой также обваривалась. Для предотвраще¬
ния окисления эта оболочка устанавливалась в кассету из сплава
Хейнес-25 (сплав никеля, хрома и кобальта). Надежный теплоо¬
твод от ампулы обеспечивался гелием под давлением 1 МПа, кото¬
рым заполнялся зазор между вторичной оболочкой и кассетой. На¬
ружная поверхность кассеты была выполнена в виде конуса, что в
определенной степени облегчало сборку [6-3]. Краткое описание
кассеты с круговым расположением ампул приводится в [6-10]
(здесь кассета называется контейнером).
В рамках программы разработки первых космических изотоп¬
ных генераторов в СССР было изготовлено несколько установок
электрической мощностью до 10 Вт [6-3]. Один из них, загружен¬
ный полонием-210, прошел испытания в течение 2000 часов. Его
кассета (тепловой блок) была изготовлена в форме параллелепипе¬
да с размерами 60x60x13 мм из нержавеющей стали и имела пять
426
глухих каналов для размещения ампул с радиоактивным изото¬
пом. Содержащую полоний-210 никелевую ампулу с обжатыми на
конус и заваренными концами заключали затем в две оболочки из
нержавеющей стали со своими пробками, которые герметизирова¬
лись сваркой. Такие меры предосторожности были обусловлены
тем, что по расчетным данным к концу срока испытаний давле¬
ние гелия должно было достигнуть 20 МПа при рабочей темпера¬
туре 650—700°С. Заключенную в две оболочки ампулу помещали
в глухой канал кассеты и закрывали резьбовой пробкой. Гермети¬
зация каждого из пяти каналов обеспечивалась обваркой головки
пробки.
Плоская кассета, конструктивно объединенная с графитовым
топливным блоком, применялась также в генераторе SNAP-29 [6-14].
Блок для восьмимодульного генератора общей мощностью 800 Вт
(эл.) имел размеры 805x924x33 мм. В каждом из девяти каналов
длиной 805 мм размещаются по две топливных ампулы, с двух
сторон каналы закрываются ввинчивающимися пробками. Между
соседними каналами, чередуясь с ними, располагаются сквозные
отверстия облегчения. Для защиты от окисления графита на воз¬
духе в предпусковой период топливный блок облицовывают метал¬
лом. После запуска защита от окисления не нужна. Такой блок
способен на стартовой площадке в течение 14 суток выдержать
температуру до 935 К, затем в течение 90 суток на орбите до 1185 К
(при зазоре между ампулой и графитом, заполненном инертным
газом) и, наконец, при входе в атмосферу до 1916 К — в течение
двух минут.
Выбор формы кассеты определяется необходимостью достаточ¬
но равномерного отвода тепла от ампул с топливом и расположе¬
нием горячих спаев термостолбиков. Существенным фактором при
этом является суммарная тепловая мощность источника.
6.3. Тепловые блоки
Тепловым блоком будем называть устройство или конструк¬
тивный узел, с наружной поверхности которого тепло излучается
непосредственно на горячие башмаки термоэлементов. Примерная
конструкция теплового блока показана на рис. 6.3.1 [6-9], в значи¬
тельной степени она определяется концепцией радиационной без¬
опасности. В головной части блока, выполненного из графита, разме-
427
Q
щен груз из тяжелого металла — вольфрама (плотность 19,2 г/см ),
вследствие чего центр тяжести блока значительно смещен вперед.
За грузом располагается “слоеный” вкладыш из пиролитического
графита, имеющий анизотропные в отношении теплопроводности
свойства (пониженную теплопроводность вдоль оси блока и обыч¬
ную для графита в поперечном направлении). В случае аварийного
схода с орбиты изотопной станции ее тонкостенный корпус в плот¬
ных слоях атмосферы сгорает и вкладыш теплового блока предо¬
храняет от перегрева расположенную за ним кассету с ампулами.
В штатных условиях на орбите зазор между кассетой цилиндри¬
ческой формы и стенкой блока заполнен теплопроводящим инерт¬
ным газом. Пространство, в котором размещается кассета, закрыто
графитовой пробкой, герметизированной по резьбе жаростойким
клеем. В пробке имеется расположенное вдоль оси отверстие, запол¬
ненное припоем с заданной температурой плавления. При входе в
плотные слои атмосферы припой выплавляется и инертный газ вы¬
ходит из зазора. За счет донного эффекта давление в зазоре падает до
величины слабого вакуума, и подогрев кассеты от внутренних стенок
блока почти не имеет места. Этим обеспечивается ее сохранность
до соприкосновения с Землей, которое должна происходить в оп¬
ределенном положении блока по отношению к земной поверхности
и на скорости 130—155 м/с. Ограничение скорости обеспечивается
7 5 6 2 1
Рис. 6.3.1. Тепловой блок:
1 — шайба из вольфрама; 2 — тепловая защита; 3 — кассета с ампу¬
лами; 4 — графитовая пробка на герметичном клее; 5 — канал, запол¬
ненный припоем; 6 — зазор, заполненный аргоном; 7 — аэродинами¬
ческий стабилизатор
428
конструкцией хвостового стабилизатора блока (один из вариантов
показан на рис. 6.3.1, другой на рис. 6.3.2).
Рис. 6.3.2. Аэродинамический
стабилизатор теплового блока
В условиях, когда генератор еще находится на Земле, кони¬
ческая часть стабилизатора может выполнять дополнительную
функцию — сброс тепла. Примером является конструкция тепло¬
вого блока генератора SNAP-11 для установки с мягкой посадкой
на Луну (рис. 6.3.3) [6-13]. На Земле и в начале работы генератора
Рис. 6.3.3. Генератор SNAP-11 для мягкой посадки на Луну:
1 — теплоизоляция; 2 — тепловая заслонка; 3 — фольга; 4 — излуча¬
тель теплового блока; 5 — тепловые экраны; 6 — ребро-излучатель;
7 — полость; 8 — тяговая трубка; 9 — запорная пробка; 10 — топлив¬
ная смесь; 11 — танталовый вкладыш; 12 — топливная ампула;
13 — горячий спай термоэлемента; 14 — крышка термоэлемента;
15 — прокладка; 16 — изоляция; 17 — полость в ампуле;
18 — корпус; 19 — изолятор из Min-K
429
в космосе через приоткрытую тепловую заслонку, расположенную
со стороны развитой по площади торцовой части блока, часть
тепла сбрасывается. При падении мощности генератора заслонка
постепенно прикрывается.
Детали теплового блока генератора SNAP-11 (за исключением
двухслойной ампулы) были изготовлены из вольфрама, который
имеет хорошую теплопроводность и служит эффективной защитой
от гамма-излучения [6-3]. На рис. 6.3.4 показана конструкция ге^
нератора SNAP-11 [6-13] для жесткой посадки на Луну при ско-
Рис. 6.3.4. Генератор SNAP-11 для жесткой посадки на Луну:
1 — медная прокладка; 2 —корпус из бериллия; 3 — штуцер; 4 —излу¬
чатель из алюминиевого сплава; 5 — термоэлектрический модуль из
CoSi (32 пары); 6 — тепловой блок из хастеллоя-С; 7 — пружина Бель-
вилля; 8 —плоская прокладка из алюминиевого сплава; 9 — самозатя-
гивающийся болт; 10 — прокладка из силиконовой резины; 11 — проб¬
ка; 12 — тепловая изоляция (темпореллль); 13 — оксидированная по¬
верхность сильфона из алюминиевого сплава; 14 — объем, заполнен¬
ный гелием под давлением 0,68 МПа; 15, 16 — полированные поверх¬
ности излучателя из алюминиевого сплава
430
рости 165 м/с. На двух сторонах топливного блока, имеющего
форму параллелепипеда, расположены 64 термоэлемента из силици¬
да кобальта. Их оси параллельны предполагаемому направлению
удара. Корпус генератора выполнен из бериллия, конический силь¬
фон — из алюминия. Этот проект не был реализован в космосе.
Тепловой блок (топливная капсула) генератора SNAP-27, по¬
казанный на рис. 6.3.5 [6-12], был предназначен для электропита¬
ния комплекса научной аппаратуры на поверхности Луны (програм¬
ма Apollo). Он доставлялся в отдельном контейнере лунного посадоч¬
ного модуля и при помощи специального инструмента вставлялся
астронавтом в термоэлектрический блок. Корпус теплового блока из¬
готавливался из жаропрочного сплава. Плоский тепловой блок ге¬
нератора SNAP-29 являлся одновременно кассетой (см. рис. 6.2.6), в
которую вставлялись ампулы с топливом [6-14].
Рис. 6.3.5. Тепловой блок ТЭГ SNAP-27:
1 — торцовый пеноизолятор; 2 — вакуумированная полость; 3 — топ¬
ливо на основе Ри-238; 4 — корпус из сплава хейнес-25; 5 — фланец;
6 — сварной шов
В генераторах MHW использовались тепловые блоки, которые
обеспечивали 12-летний расчетный ресурс [6-15]. Блок представ¬
431
ляет собой цилиндрическую металлическую оболочку, покрытую
слоем пирографита. Внутри размещается от 18 до 24 топливных
шара диаметром 33 мм. Изотопное топливо каждого шара (дву¬
окись плутония) зачехляется во внутреннюю иридиевую и внеш¬
нюю графитовую оболочки, имеющие ряд малых отверстий для
выхода гелия. Тепловой блок является несущей конструкцией ге¬
нератора, что в сочетании с корпусом-излучателем, торцовыми
крышками и ребрами для сброса тепла, выполненными из сплава
бериллия, обеспечивает относительно малый вес конструкции
(рис. 6.3.6).
Рис. 6.3.6. MHW — радиоизотопная камера:
1 — графитовая противоударная оболочка; 2 — иридиевый корпус;
3 — экран из MgO; 4 — молибденовая фольга; 5 — топливо; 6 — уп¬
ругие проставки; 7 — наружный корпус; 8 — графитовые вставки;
9 — топливные капсулы; 10 — упругая втулка; 11 — графитовая
крышка; 12 — центральная стяжка; 13 — вентиляционное отверстие;
14 — абляционный материал
В следующем поколении генераторов GPHS-RTG, различные
варианты которых были установлены на КА Galileo, Ulysses, Cass-
432
■
yl" )S
о
«? M И
и
a
>»
4
В
CO
n
oi
m
Я
4
и
• • О
Сз E-1
EH a
M й
Ш ф
Д 4
£ 'S
Гк 03
О tH
m 4
о о
И X
о ф
Ч 11*
Ю I
Я со
п ..
2 «0
4 а
5 а
2 а
н \о
2 s
а ф
а Я
« «
а со
^ *
л Й
* 1
I ”
§ S
«
о
Рн
О I
И ■*
2 ж
cd
И -Г й
2 ч s
н о со
<о а п
а
со
ф
и
„ _ ф
А Г g
а ч ф
«оч
, а со
ф I
4
в 1
>> ~
Е*
О
VO
о
со
«
ч
к*»
4
о
5
х
>>
Я
о
«
о 1
Я IM
* ..
сО
И
Я
ч
в
о
Е-
а
й
Ен
Ф
ч
Ю
СО
Ен
а о
сО Я
Ч И
>■ я
a v;
в *
со
К s
л ,
и СО
О Й
Н «
Я сО
■81 я
03 ,2
а с®
в о
10 00
433
ini, New Horizons, была продолжена идея развития модульности
конструкции. Сборка из нескольких тепловых блоков (модулей)
показана на рис. 6.3.7 (вариант для КА New Horizons) [6-16]. В
каждом блоке размещаются по две цилиндрических обечайки, в
каждой из них — по две графитовых противоударных оболочки с
топливными таблетками диаметром и длиной по 27,5 мм. Размеры
каждого модуля: 97,2x93,2x53,1 мм, его вес 1,43 кг. Каждый мо¬
дуль вырабатывает 250 тепловых Вт.
6.4. Крепление теплового блока
в корпусе генератора
Система “подвески” теплового блока в корпусе генератора
должна обеспечивать:
1) минимальные утечки тепла по силовым связям для получе¬
ния общего КПД не ниже 4,5%;
2) надежное крепление теплового блока.
Крепление теплового блока осуществляется через один (рис. 6.4.1)
или два пояса. Общий коэффициент полезного действия энергоус¬
тановки может быть представлен как
Т1=ЛитХ11пр.
где первый из сомножителей представляет собой коэффициент ис¬
пользования тепла, а второй — КПД преобразователя.
В табл. 6.4.1 приведены КПД использования тепла для двух
рассматриваемых случаев [6-9].
Таблица 6.4.1
Зависимость КПД от количества поясов крепления
теплового блока
Количество поясов крепления
^ит
1
0,8—0,85
2
0,6—0,65
Конструктивными элементами для крепления теплового блока
в корпусе изотопного генератора обычно служат тонкостенные ко¬
нические оболочки с прорезями для уменьшения сечения и умень-
434
1
9 8 7
Рис. 6.4.1. Схема изотопного генератора с подвеской
теплового блока в одном поясе:
1 — тепловой блок; 2 — термоэлемент; 3 — холодный башмак;
4 — гибкий теплопровод; 5 — излучатель; 6 — корпус; 7 — прижим¬
ной винт; 8 — перфорированная коническая оболочка; 9 — теплоизо¬
ляционные экраны
шения массы или трубчатые конструкции. В качестве дополни¬
тельного средства, уменьшающего “паразитный” сброс тепла через
элементы крепления, могут применяться так называемые термо¬
мосты (рис. 6.4.2), выполненные из материалов с пониженной теп¬
лопроводностью, например, из керамики.
Рис. 6.4.2. Подвеска теплового блока в двух поясах
через термомосты:
1 — тепловой блок; 2,3 — керамические вставки (термомосты);
4 — корпус
435
6.5. Термобатарея, термоэлементы
и полупроводниковые материалы
Основой термоэлектрических преобразователей (ТЭЛП) явля¬
ются термоэлементы, из которых формируются термоэлектричес¬
кие модули, а из последних, в свою очередь, батареи. Сам термоэ¬
лемент состоит из двух полупроводниковых ветвей, коммутацион¬
ных пластин и изоляционных прокладок. Полупроводниковые
ветви обычно изготавливают раздельно путем прессования, а
затем с помощью коммутационных пластин объединяют в термоэ¬
лементы. Наиболее часто в космических ТЭГ в качестве полупро¬
водниковых материалов применяются теллурид свинца (макси¬
мальная температура горячего спая до 900 К) или соединение
(твердый раствор) германия с кремнием (соответствующая темпе¬
ратура до 1200 —1300 К). Электронная или дырочная проводи¬
мость обеспечиваются добавлением донорных (акцепторных) при¬
месей. Подробные таблицы материалов для полупроводников с
указанием их состава и физических свойств приведены в книгах
[6-3, 6-6].
В связи с тем, что для многих полупроводниковых материалов
характерными являются высокая химическая активность и низ¬
кая механическая прочность, для обеспечения стабильности ком¬
мутации используют технологические прослойки, выполненные
из материалов, обладающих совместимостью со смежными слоя¬
ми. Эти материалы принято относить к классу коммутационных.
Технология коммутации низкотемпературных материалов заклю¬
чается в предварительном покрытии материалом прослойки (на¬
пример, сплавом 98% РЬ — 2% Ge с температурой плавления 330°С)
полупроводника и коммутационной шины и последующей их
спайки. При изготовлении низкотемпературных элементов прессо¬
ванием в качестве коммутационных материалов могут использо¬
ваться сплавы NiBi-Ni и Pb-Ag. Для коммутации среднетемпера¬
турных материалов лучшими материалами прослойки являются
армко-железо, графит и некоторые сплавы. Для их соединения ис¬
пользуются методы одновременного прессования, диффузионного
сращивания или гальванические методы. Высокотемпературная
коммутация может осуществляться диффузионной сваркой при
120СГС в атомарном водороде с применением спаев из Si-B. Иногда
используются вольфрамовые или графитовые прослойки.
436
В качестве электроизоляционного материала в ТЭГах при тем¬
пературах до 500°С применяется слюда толщиной 0,02—0,04 мм.
Более прочными являются материалы на основе окиси алюминия
с коэффициентом линейного расширения а = 6,4-10 град и на
основе окиси бериллия (а = 6 ■ 1СГ6град-1). В вакууме окиси алю¬
миния и бериллия работают нестабильно вследствие сильной суб¬
лимации. Для последнего материала характерны высокая стои¬
мость и токсичность. Для противодействия сублимации применя¬
ются специальные покрытия или обмазка.
Термоэлектрические элементы, как правило, электрически изо¬
лированы от горячих и холодных теплопроводов. Для обеспечения
стабильной работы сборки (модули) термоэлементов часто помеща¬
ют в герметичные капсулы, заполненные инертным газом [6-7].
В некоторых РИТЭГ коммутация термоэлементов осущест¬
влялась посредством прижатия ветвей к коммутационной шине
(рис. 6.5.1). При этом исключается возникновение температурных
Рис. 6.5.1. Конструкция ТЭЛП с коммутацией прижатием:
1 — теплоконтактная электрическая изоляция; 2 и 17 — горячая и
холодная коммутационные пластины; 3 — ветвь термоэлемента;
4, 12 — электрическая изоляция; 5 — корпус термоэлемента; 6 — ко¬
ническая втулка; 7 — коническая обойма; 8 — крышка; 9 — излучаю¬
щий корпус; 10 — токовывод; 11 — опорная пластина; 13 — пружи¬
на; 14 — стакан; 15 — сферическая опора; 16 — сферический нако¬
нечник; 18 — теплопровод
437
Рис. 6.5.2. Термоэлемент
жесткого типа:
1 — горячий узел; 2 — полупро¬
водник; 3 — основание излучателя;
4 — сильфон для герметизации внут¬
ренней полости генератора; Г и X — го¬
рячая и холодная поверхности термо¬
элемента
напряжений в стыках, упрощается сборка, но увеличиваются кон¬
тактное тепловое сопротивление в термоэлементе, а также его раз¬
меры и масса. Конструкция показанного термомодуля была разра¬
ботана с учетом предохранения термоэлемента от разрушения в
результате термических расширений [6-13]. В более поздних мо¬
дификациях генераторов SNAP термомодули выполнялись без при¬
жима, что приводило к уменьшенным потерям тепла. На рис. 6.5.2
[6-11] показана конструкция такого термоэлемента, основным не¬
достатком которой является включение полупроводниковых вет¬
вей в силовую схему.
6.6. Тепловая изоляция и теплопроводы
Для тепловой изоляции в РИТЕГах используются:
1) многослойные металлические экраны из фольги (рис. 6.6.1).
В некоторых случаях такие теплоизоляционные узлы представля¬
ют собой сложные устройства. В [6-5] описан изотопный энергети¬
ческий источник, теплоизоляционный блок которого образован
120 экранами, собранными в три пакета по 40 штук. Экраны внут¬
реннего пакета изготовлены из вольфрамовой фольги толщиной
0,0254 мм, разделенной порошком двуокиси тория, экраны внеш¬
них пакетов — танталовые, толщиной 0,008 мм. Среднее расстоя¬
ние между слоями фольги 0,344 мм. В [6-5] приводятся также фор-
438
Рис. 6.6.1. Многослойные экраны
из металлической фольги
(поперечное сечение)
мулы для оценки требуемого количества экранов при идеализиро¬
ванных условиях отсутствия тепловых утечек по элементам кон¬
струкции энергетического источника и заданных значениях коэф¬
фициента использования тепла преобразователем и коэффициента
черноты поверхности экрана;
2) маты различной плотности. Изготовленные из кварцевого
волокна (двуокиси кремния), они выдерживают температуру до
ИОСГС, существуют и более высокотемпературные материалы.
При удачном выборе их размеров и рациональном размещении
внутри корпуса утечки тепла через теплоизоляцию могут состав¬
лять не более 10%, что является хорошим показателем;
3) вакуумирование внутреннего пространства.
Указанные способы могут применяться в различных сочетаниях.
Теплофизические свойства изоляционных материалов, ис¬
пользованных в конструкции отечественных и американских изо¬
топных генераторов, приведены в [6-3]. В советских ТЭГ применя¬
лась изоляция на основе перлитов (при температуре до 150°С),
аэрогелей, стеклянной и минеральной ваты, а также газоэкранная
изоляция. В генераторах серии SNAP наиболее часто использовал¬
ся материал типа Мин-К, состоящий из кварцевой пудры, асбесто¬
вого волокна, двуокиси титана и фенольного биндера (связующе¬
го). При выборе термоизоляции следует учитывать ее способность
быстро обезгаживаться, что оказывается важным в процессе ваку¬
умирования.
Для увеличения теплового потока через термоэлементы и ком¬
пенсации температурного расширения применяются гибкие тепло¬
проводы (рис. 6.6.2).Они выполняются в виде тугих жгутов из
медной проволоки с небольшой заранее заданной поперечной де-
Рис. 6.6.2. Паяный
термомодуль
с теплопроводом:
1 — термомодуль;
2 — теплопровод-
компенсатор;
3 — корпус генератора
439
формацией и располагаются между холодными башмаками термо¬
модулей и наружными излучателями (или непосредственно корпу¬
сом ТЭГ). Соединение торцовых частей жгутов с указанными эле¬
ментами осуществляется с помощью пайки.
6.7. Корпус генератора
Корпус служит системой, в которой замыкаются все усилия.
Как конструктивный элемент он выполняет несколько важных
функций:
1) является силовой основой РИТЭГ;
2) выравнивает температуру по холодным башмакам;
3) является излучателем сам по себе;
4) при выполнении из пластичного материала обеспечивает ре¬
лаксацию напряжений;
5) при необходимости обеспечивает герметичность внутренне¬
го пространства генератора.
Рекомендуемыми материалами для изготовления корпуса мо¬
гут быть сплавы на основе меди или бериллия. Медь является вы¬
сокотехнологичным материалом с хорошей теплопроводностью, но
О
ее плотность довольно высока (8,2 г/см ), а сварка требует обеспе¬
чения специальных режимов. Бериллий обладает хорошими мае-
О
совыми (плотность 1,82 г/см ) и приемлемыми теплофизическими
характеристиками, но имеет серьезные недостатки в отношении
технологичности. Кроме того, его производство относится к разря¬
ду вредных.
Корпус одного из первых космических генераторов SNAP-1A
был выполнен в виде цилиндрической оболочки с двумя полусфе¬
рическими крышками. Оболочка и крышки были двухслойными:
на внутреннем слое толщиной 1,6 мм, изготовленном из нержавею¬
щей стали, крепились горячие спаи термоэлементов; внешний слой
из алюминия толщиной 1,3 мм служил излучателем генератора.
В обеспечение концепции безопасности корпус генератора
SNAP-3B состоял из двух спаянных между собой медных полу¬
сфер. При аварийном падении и входе генератора в атмосферу уже
на достаточно большой высоте пайка расплавлялась и топливный
блок сгорал.
Для изготовления корпуса советского генератора с загрузкой
полонием-210 был использован дюралюминий [6-3].
440
В конструкцию корпуса некоторых космических генераторов
для улучшения теплосброса вводились излучающие ребра.
6.8. Способы регулирования мощности
В идеальном случае система терморегулирования в течение за¬
данного времени работы должна обеспечивать примерное постоян¬
ство электрической мощности РИТЭГ [6-6]. Для изотопов с относи¬
тельно малыми периодами полураспада удовлетворить это требо¬
вание можно следующими способами:
- сбросом избыточной тепловой мощности на начальном участ¬
ке работы;
- сбросом избыточной электрической мощности на том же
участке;
- аккумулированием избыточного тепла на начальном участ¬
ке с последующим его использованием.
Последний способ наиболее выгодный, но на существующих
маломощных радиоизотопных генераторах он не находит приме¬
нения из-за сложности и громоздкости соответствующих уст¬
ройств. Как было отмечено выше, сброс тепловой мощности может
осуществляться с помощью специальной заслонки или раздвигае¬
мых шторок.
Известен также способ управления тепловой мощностью вели¬
чиной давления газа (например, аргона), находящегося в полости
между тепловым блоком и горячими башмаками термостолбиков.
Используется клапан, через который газ постепенно стравливает¬
ся. В начальный период, когда давление газа больше, имеют место
более высокие утечки тепла — через газ и элементы корпуса. По
мере падения давления утечки уменьшаются.
Возможно также применение сублимирующих покрытий, из¬
меняющих степень черноты поверхности или площадь излучения
по мере возгонки материала, или сублимирующих теплопроводов,
изменяющих площадь сечения и тепловое сопротивление между
зоной тепловыделения и излучающей поверхностью. Избыток
электрической мощности сбрасывается с помощью балластного ре¬
остата с переменным сопротивлением. Поскольку самый напря¬
женный температурный режим соответствует начальному моменту
времени, в течение почти всего времени работы конструкция ока¬
зывается недогруженной.
441
Для изотопов с продолжительным периодом полураспада (плу¬
тоний-238, стронций-90) задача обеспечения почти постоянной
электрической мощности практически не возникает, так как теп¬
ловая мощность за время работы изменяется слабо.
6.9. Примеры выполненных конструкций
Генератор SNAP-9A считается дальнейшим развитием генера¬
тора SNAP-3B.
Общий вид его показан на рис. 6.9.1. Топливная ампула с плу-
тонием-238 установлена по центральной оси устройства. К внеш¬
нему корпусу, имеющему форму шестигранной призмы, приваре¬
ны шесть радиальных ребер излучателя. На плоских гранях кор¬
пуса смонтированы холодные спаи 36 термомодулей, которые лег¬
ко устанавливаются и снимаются. Для удаления основной массы
газов, поглощенных теплоизоляцией типа Min-K, генератор перед
510
Рис. 6.9.1. Общий вид генератора SNAP-9A:
1 — излучающие ребра; 2 — штепсельный разъем; 3 — холодная
поверхность термоэлемента
442
г
'-J Z?
443
эксплуатацией подвергается обжигу. Два генератора этого типа
были запущены в космос в 1963 году [6-3, 6-13].
На рис. 6.9.2 показан продольный разрез генератора проект¬
ной мощностью 500 Вт (эл.) с расчетным временем работы 4400 час
[6-17, 6-18]. Конструктивным прототипом для его разработки по¬
служил описанный выше генератор SNAP-9A. Топливом является
полоний-210, обладающий высокой удельной мощностью. Перед
запуском внутренняя полость генератора заполняется аргоном под
давлением 0,1 МПа. В начальный момент тепловая мощность ве¬
лика, но часть тепла передается непосредственно на корпус гене¬
ратора через аргон. По мере распада изотопа тепловая мощность
уменьшается, но и аргон постепенно стравливается через керами¬
ческий пористый клапан и тепловой поток на горячие спаи термо¬
элементов остается почти неизменным, обеспечивая примерное по¬
стоянство электрической мощности. В тепловой блок входят две
кассеты и коническая деталь, которая должна амортизировать
силу удара при аварийном падении генератора. Через нее же в
земных условиях осуществляется дополнительный сброс тепла.
Все три детали выполнены из графита. Крепление к корпусу осу¬
ществляется в двух поясах через полукольца, размещенные в ка¬
навках графитовых деталей, радиальные штифты и тонкостенные
диафрагмы. В каждой кассете имеется по восемь продольных ка¬
налов, в которых устанавливаются двухслойные ампулы с изотоп¬
ным топливом. Внутренние оболочки ампул выполнены из танта¬
ла, наружные — из молибдена. Горячие спаи 40 термомодулей,
каждый из которых включает в себя четыре термостолбика, пред¬
ставляют собой квадратные медные пластины, холодные спаи —
круглые стаканы из того же материала. Болты, стягивающие
термостолбики, изготовлены из ниобиевого сплава. Стаканы при¬
вариваются к корпусу аргонодуговой сваркой, на них, в свою оче¬
редь, навариваются бронзовые крышки. Медный корпус с четырь¬
мя теплоизлучающими ребрами является главным силовым эле¬
ментом генератора и служит одновременно холодильником-излу¬
чателем. Крепление генератора на КА производится посредством
подкрепленного ребрами жесткости фланца с 12-ю отверстиями
под болты. На конической части корпуса размещены клапан с по¬
ристой керамической вставкой и герметичный токовывод.
На рис. 6.9.3 показан генератор SNAP-29, предназначенный
для работы в космосе в течение 104 суток [6-14]. Генератор разра¬
батывался для использования на пилотируемых КА НАСА, поэто¬
444
му в нем использовался короткоживущий изотоп полоний-210. Ге¬
нератор представляет собой унифицированную систему, состоя¬
щую из нескольких сборок термоэлементов. Это позволяет соби¬
рать ТЭГи с электрической мощностью 200, 400, 600 и 800 Вт без
ограничений со стороны подсистемы отвода тепла. Конструктивно
генератор состоит из двух крупных узлов: подсистемы отвода
тепла, объединенной с топливным блоком, и термоэлектрического
модуля, включающего подсистему теплового регулирования.
Рис. 6.9.3. Узел генератора SNAP-29 в разобранном (а)
и собранном (б) виде:
1 — пружины, открывающие боковую створку (по 2 шт. на каждую
створку); 2 — выталкивающие пружины топливного блока и узла за¬
слонок (4 шт.); 3 — крепление боковой створки; 4 — узел термоэлект¬
рических модулей (4 шт.); 5 — топливный блок; 6 — разъединитель¬
ные пружины топливного блока и узла заслонок (4 шт.); 7 — узел за¬
слонок; 8 — крепление боковой створки
Каждый термоэлектрический модуль мощностью 100 Вт, со¬
стоящий из 90 последовательно-параллельно соединенных элемен¬
тов, имеет в плане размеры 203x406 мм. Термоэлементы диамет¬
ром 14 мм и длиной 14,7 мм окружены термоизоляцией Min-K.
Чтобы предотвратить испарение элементов из теллурида свинца,
модуль герметизируется и заполняется аргоном (при рабочей тем¬
пературе давление составляет 0,026 МПа).
Подсистема отвода тепла (теплоприемник) представляет собой
пластину из бериллия с впаянными в нее десятью никелевыми
445
тепловыми трубами на воде, плотно прижатую к холодным спаям
термоэлементов (рис. 6.9.4).Электроизоляция обеспечивается
слоем керамики на основе окиси алюминия. Рама пластины изго¬
товлена из материала хейнес-25, тот же материал использовался
для ее покрытия. Теплоприемник одного 100-ваттного модуля
имеет в плане размеры 210x390 мм. Наружный диаметр каждой
трубы 9,5 мм, толщина стенки 0,254 мм. Число тепловых труб со¬
ответствует числу рядов термоэлементов. При температурах горя¬
чего спая 565°С и холодного 177°С расчетная мощность одной
трубы составляет 168 Вт. Выходящие из теплоприемника тепло¬
вые трубы объединяются общим наружным радиатором из алюми¬
ниевого сплава, который должен опоясывать космический ко¬
рабль по окружности (рис. 6.9.5).
Между горячими спаями термоэлементов и топливным блоком
установлена диафрагма, заполненная при комнатной температуре
гелием под давлением в 0,1 МПа. Диафрагма выполнена из двух
тонких пластин (материал — хейнес-25), соединенных роликовой
сваркой. Пластина, обращенная к горячему блоку из бериллия,
припаяна к нему. Другой стороной диафрагма прижата к слюдя¬
ному изолятору над горячими башмаками термостолбиков.
Рис. 6.9.4. Поперечное сечение генератора SNAP-29:
1 — термостолбик; 2 — тепловая труба на воде; 3,4 — бериллиевые
пластины с покрытием из хейнеса-25; 5 — диафрагма; 6 — чувствитель¬
ные резервуары с эвтектикой Na-K; 7 — теплоизоляция; 8 — место
теплового блока; 9 — место поворотных створок
446
Рис. 6.9.5. Схема шестимодульного SNAP-29 с тепловыми трубами,
конструктивно “привязанного” к космическому аппарату
Топливный блок, для установки которого в раме подсистемы
отвода тепла сделана специальная загрузочная створка, представ¬
ляет собой плоскую графитовую пластину толщиной 33 мм. Ее по¬
перечные размеры определяются числом термоэлектрических мо¬
дулей. Топливный блок служит одновременно и проводником
тепла, и защитой возвращаемым элементам. Чтобы в предпуско¬
вой период графит на воздухе не окислялся, топливный блок обли¬
цовывают металлом. В подсистему отвода тепла входят поворот¬
ные заслонки, подшипники, поршневые исполнительные механиз¬
мы (гидроцилиндры) и чувствительные резервуары, заполненные
натрий-калиевой эвтектикой. Все резервуары, размещенные в
пластине из бериллия, с помощью промежуточных трубок объеди¬
нены в один общий контур. В тот же контур включены и гидроци¬
линдры. Герметичность на стыке корпусов гидроцилиндров и их
подвижных штоков обеспечивается сильфонами. Пластина из бе¬
риллия конструктивно входит в состав термоэлектрического моду¬
ля. Шесть поворотных заслонок, приводимые в действие установ¬
ленными на противоположных сторонах общей рамы толкателями
поршней гидроцилиндров, при достижении определенной темпе¬
ратуры на горячей пластине термоэлектрического модуля откры¬
ваются. Конструкционная жесткость заслонок обеспечивается со¬
товой титановой структурой. Изоляция из Min-K укладывается
сверху на эту структуру и прижимается перфорированной фольгой
из материала хейнес-25. Детали опорной рамы, на которых уста¬
новлены шариковые подшипники поворотных заслонок, выполне¬
ны из титана. Материал наружной обоймы — сплав Рене-41, внут¬
ренней — сплав BG-42. В качестве смазывающего порошкового
материала используется смесь диселенида вольфрама с силицидом
натрия. Названные материалы деталей подшипников и вид смаз¬
447
ки были выбраны после испытаний их различных комбинаций в
вакууме в течение 90 дней. Размеры топливного блока в каждом
конкретном случае зависят от количества термоэлектрических мо¬
дулей в генераторе. Например, 8-модульный генератор мощностью
800 Вт должен иметь плоский тепловой блок с наружными разме¬
рами 805x924x33 мм.
Выбор формы определялся следующими соображениями [6-14]:
1) плоская пластина является аэродинамическим телом с низ¬
ким баллистическим коэффициентом, что обеспечивает малую
скорость нагрева в период возвращения, умеренно низкую темпе¬
ратуру топливных ампул, низкую скорость в момент приземления
и малую вероятность зарывания в грунт;
2) обеспечивается равномерное распределение температуры в
термоэлектрических модулях, а также равномерный сброс избы¬
точного тепла непосредственно в космос с помощью поворотных
заслонок;
3) плоская форма графитового блока допускает непосредствен¬
ное излучение тепловой энергии в космос без существенного пере¬
грева топливных ампул.
В конструкции генератора предусмотрены элементы, располо¬
женные на наружных частях рам (пружины, установочные стерж¬
ни и т.п.), которые при аварийном возвращении должны в первую
очередь сгореть в атмосфере и обеспечить рассыпание и разброс
конструкции на части. Некоторые из таких элементов выполнены
из алюминиевого сплава. Удельная мощность системы в целом со¬
ставляет около 2,2 Вт/кг.
6.10. Конструкционные материалы
Некоторые рекомендуемые для изготовления основных эле¬
ментов конструкции материалы включены в табл. 6.10.1.
Таблица 6.10.1
Конструкционные материалы изотопных генераторов
Элементы конструкции
Материалы I
Ампулы
Сплавы на основе никеля, ниобия, тантала, пла¬
тины, платинородиевые, хейнес-25 (никель-хром-
кобальт), хастеллой-С, нержавеющие стали (в за¬
висимости от вида топлива), иридий
448
Окончание табл. 6.10.1
Элементы конструкции
Материалы
Кассеты
Нержавеющая сталь, сплав инконель-Х, графит
Тепловые блоки
Графит, вольфрам
Элементы подвески
Силовые детали из нержавеющей стали; термо¬
мосты из керамики
Горячие башмаки
Графит
Термоэлементы
Легированные сплавы или соединения: свинец-
теллур (среднетемпературные); германий-крем¬
ний (высокотемпературные) и др.
Элементы коммутации
Прослойки из армко-железа, графита, вольф¬
рама, сплавов на основе никеля и др.
Элементы электроизо¬
ляции
Слюда, прослойки из окиси алюминия, берил¬
лия
Теплоизоляция
Маты из стеклянной и минеральной ваты, ма¬
териал Min-K (асбестовое волокно, кварцевая
пудра, двуокись титана, связующее), экраны
из металлической фольги (никель, ниобий, не¬
ржавеющая сталь)
Теплопроводы
Жгуты из медной проволоки
Корпус, наружные из¬
лучатели
Сплавы на основе меди, бериллия, дюралюми¬
ния; латунь; двухслойный корпус сталь - алю¬
миний
6.11. Расчеты на прочность
Принято рассматривать три основных расчетных режима, на
каждом из них потеря герметичности ампулы считается недопус¬
тимой [6-11]:
1) рабочий режим, когда нагружение осуществляется выделя¬
ющимся из топлива гелием;
2) технологический режим (во время транспортировки опреде¬
ляющими являются температурные напряжения в стенках ампу¬
лы, кассеты и теплового блока);
3) аварийный режим, когда рассматривается прочность гене¬
ратора при падении.
449
Для определения напряжений на технологическом режиме не¬
обходимо располагать данными о температурных полях в полос¬
тях и деталях генератора. В первом приближении ими можно за¬
даваться и для расчета использовать формулы напряжений в толс¬
тостенной трубе, неравномерно нагретой по радиусу, которые
можно найти в курсах по теории упругости или в книге [6-11].
Проверку прочности ампулы, кассеты и теплового блока в
целом при ударном воздействии наиболее надежно можно выпол¬
нять только экспериментальным способом — на специальных
полигонах.
Рассмотрим прочность деталей теплового блока на рабочем ре¬
жиме. Градиентом температуры по радиусу пренебрегаем (при не¬
обходимости учета температурных напряжений можно использо¬
вать метод суперпозиции). Будем считать, что при воздействии
давления гелия на стенки ампулы, плотно размещенной в канале
кассеты, последняя включается в систему, воспринимающую эти
усилия. Наружные стенки кассеты, в свою очередь, передают уси¬
лия внутренним стенкам теплового блока. Таким образом, в рас¬
четной схеме рассматривается условная толстостенная труба, для
которой за внутренний радиус а принимается внутренний радиус
ампулы, а за наружный Ъ — сумма величин внутреннего радиуса
и суммарной толщины стенок кассеты и теплового блока.
Давлением внутри ампулы в конце ресурса можно задаваться.
Целесообразно выбрать величину от 10 до 12 МПа.
Вывод формул для определения упругих напряжений в услов¬
ной толстостенной трубе, нагруженной внутренним давлением р,
сделан в учебнике [6-11]:
С учетом текущего радиуса г:
- радиальное напряжение
V /
- окружное напряжение
(6.11.1)
ч /
- осевое напряжение считается постоянным по длине
(6.11.2)
(6.11.3)
450
Характер эпюр напряжений показан на рис. 6.11.1. Осевое на¬
пряжение определяется для участка, удаленного от торцов трубы.
Радиальные напряжения по всей толщине трубы отрицательные.
Рис. 6.11.1. Эпюры напряжений в стенках ампулы
После подсчета интенсивности напряжений по формуле
О; = VCK5
(°г - °Ф) + (°Ф - <*г)
/ + «*, - °г)2
(6.11.4)
определяется запас прочности
°Ьх
п=—— , (6.11.5)
^imax
который рекомендуется брать в пределах 1,1... 1,2, так как давле¬
ние гелия в ампуле в расчете принималось постоянным, тогда как
на самом деле оно растет постепенно. Величину предела длитель¬
ной прочности с£ т можно найти в справочной литературе.
Если в процессе расчета обнаруживается, что напряжения
превосходят предел упругости материала кассеты или теплового
блока, то расчет следует повторить по методике, относящейся к
упругопластической области [6-11]. В этом случае опасное сечение
детали может быть другим.
В некоторых случаях выполняется расчет ампулы (кассеты,
теплового блока) на долговечность. Закон зависимости времени до
разрушения от действующего напряжения обычно принимается в
степенной форме, используется формула линейного суммирования
451
поврежденности конструкционного материала. Методику расчета
можно найти в учебнике [6-11].
6.12. Определение размеров ампулы
1) Принята электрическая мощность РИТЭГ Аэл = 100 Вт.
2) Задаемся эффективным КПД^ = 0,02, тогда необходимая
тепловая мощность N = = 5000 Вт.
3) Для заданного ресурса в 0,5 года выбираем топливо на осно¬
ве кюрия-242 и америция-241 с периодом полураспада 162,5 су¬
ток: 40% Ст203 +60% Am2Og.
Для улучшения теплопередачи в одну часть такого топлива
принято добавлять пять частей золота [6-5, 6-11].
4) Определяем необходимый объем внутри ампулы для выде¬
ляющегося гелия при распаде окиси кюрия Cm2Og (присутствием
в топливе америция пренебрегаем):
Атомная масса кюрия — 242, кислорода — 16, гелия — 4.
Масса молекулы окиси кюрия с учетом выделившегося гелия:
242 х2 + 16хЗ + 4х2 = 484 + 48 + 8 = 540 а.е.м.
Относительный выход гелия при распаде
*= 530 = °-015-
тт NT 5000 111 г
Исходная масса топлива т = ^ ^ = 111 г (удельное теп¬
ловыделение топлива qT = 44,4 Вт/г) [6-5].
„ _ тг т 111 i л л з /
Объем топлива К = — = ■ - = 11,1 см (плотность топлива
т р 1U
р = 10 г/см3) [6-5].
Масса выделившегося гелия лгНе = %т = 0,015 х 111 = 1,67 г.
R
И
R 8314
Газовая постоянная гелия RUo = — = —-— = 2078 Дж/кг град
пе и 4
(ц — молекулярная масса гелия).
452
При заданной температуре Т = 1200К и максимально допусти-
Пренебрегая объемом самого топлива и задаваясь внутренним
диаметром d ампулы (пусть d = 2 см), определяем ее длину:
Полученную длину можно “разрезать” на несколько секций,
например, на шесть. Тогда в топливном блоке барабанного типа
(см. рис. 6.2.4) нужно разместить шесть ампул длиной 22,5 см.
Выбирая конструкционный материал для внутреннего слоя
ампулы, необходимо иметь в виду, что при распаде кюрия-242 вы¬
деляются а-частицы и нейтроны, а сам кюрий переходит в плуто¬
ний-238, вызывающий сильную коррозию обычных нержавеющих
сталей. С плутонием не корродирует только тантал.
Разработанные в последней трети XX века изотопные генера¬
торы показали свою высокую эффективность и надежность, неко¬
торые из них эксплуатировались более 20 лет. Отправленные в
1977 году в космос аппараты “Voyager-1” и “Voyager-2” исследова¬
ли планеты Юпитер, Сатурн, Уран и Нептун. Запущенный в 1997 го¬
ду двойной КА “Кассини-Гюйгенс” в конце своего маршрута к пла¬
нете Сатурн разделился, после чего менее мощный в энергетичес¬
ком отношении “Гюйгенс” в январе 2005 года сел на спутник пла¬
неты Титан. Сигналы от него пересылаются с помощью радиоаппа¬
ратуры, установленной на “Кассини”, находящемся на орбите. На
всех названных аппаратах установлены радиоизотопные термоэ¬
лектрогенераторы. Их недостатком является низкий эффектив¬
ный КПД, который для лучших современных образцов не превы¬
шает 5—6% . Повышения КПД можно добиться путем применения
в генераторах многокаскадных преобразователей или преобразова-
П
мом давлении р = 10 Па (100 атм) объем выделившегося гелия
1,67 гх2078 Дж/(кг'град)х 1200 град
107 Па
= 0,425х 10-3 м3.
6.13. Заключение
453
телей динамического (машинного) типа. Двухкаскадный преобра¬
зователь на полупроводниках, состоящий из высокотемператур¬
ной пары германий-кремний и среднетемпературной пары свинец-
теллур, использовался в генераторах TAGS и ЯЭУ “Бук”. Конструк¬
тивная схема двухкаскадного преобразователя смешанного типа
ТЭП-ТЭЛП показана на рис. 6.13.1 [6-9], расчетный эффективный
КПД такой энергоустановки может достигать почти 10%.
9
Рис. 6.13.1. Узел двухкаскадного преобразователя смешанного типа:
1 — тепловой блок; 2 — плоский эмиттер; 3 — дистанционатор;
4 — межэлектродный зазор; 5 — массивный теплопровод; 6 — канал
для подвода паров цезия; 7 — полупроводники; 8 — стеклянная ампу¬
ла с цезием; 9 — герметичный металлический чехол ампулы;
10 — корпус генератора
Как уже отмечалось, еще одним направлением в развитии изо¬
топных генераторов является использование модульных конструк¬
ций. Примером такого подхода является упоминавшийся генера¬
тор SNAP-29. Еще более ярким примером служат генераторы
серии GPHS-RTG [6-16]. Сборка из тепловых блоков такого гене¬
ратора была показана на рис. 6.3.7. Для ее деталей применяется
композитный материал с анизотропными свойствами “углерод-
углерод”, используются сферические топливные элементы, а
также специальная графитовая противоударная защита с нарез¬
кой, которая должна обеспечить при ударе разрушение этой за¬
щиты по определенному временному алгоритму. В генераторах
для космических аппаратов “Galileo” и “Ulysses” тепловые блоки
состояли из 18 модулей размером примерно 96x96x54 мм каждый
454
(рис. 6.13.2). Небольшие размеры модулей делают их удобными
для изготовления и доводки. Необходимость поддержания опреде¬
ленных температурных условий для электронной и другой аппара¬
туры требует использования изотопных обогревателей (RHU) не¬
большой мощности (около 1 Вт) [6-19]. Например, на КА “Galileo”
их количество равно 120 (рис. 6.13.3).
Рис. 6.13.2. Генератор КА “Galileo/Ulysses” с 18-модульным
тепловым блоком (отдельный модуль указан стрелкой)
Перспективным считается также использование в космосе сво¬
бодно-поршневого двигателя Стирлинга с электрическим линей¬
ным генератором (СПДС ЛГ) и источником тепла в виде камеры с
изотопным топливом [6-20, 6-21]. В таком двигателе коленчатый
вал отсутствует, а роль маховика выполняет газ в буферной полос¬
ти (рис. 6.13.4). В цилиндре находятся поршень-вытеснитель и
поршень-якорь. Функция первого поршня — перемещать горячий
газ, например гелий. В кольцевой проточке второго поршня уста¬
новлены постоянные магниты, в статоре вокруг него располагают¬
ся обмотки генератора переменного тока. Каждый из поршней
имеет свою буферную полость. Следует отметить, что в космосе ис¬
пользование двухцилиндрового двигателя оппозитной схемы, в
котором движения поршней синхронизированы, является наибо¬
лее целесообразным вследствие его хорошей уравновешенности. В
обзоре [6-21] приведены основные расчетные данные энергоустано¬
вок с двигателем Стирлинга, которые с 2001 года параллельно не-
455
ЧА RHI It
16 RHUs 1 RTG
30 RHUs
Рис. 6.13.3. KA “Galileo”, запущенный к Юпитеру в октябре 1989 года.
На нем установлены два радиоизотопных генератора (RTG) с начальной
электрической мощностью 285 Вт каждый и 120 радиоизотопных обогре¬
вателей аппаратуры (RHU) тепловой мощностью по 1 Вт (вес каждого
обогревателя =40 Г, диаметр 25 мм, длина 40 мм)
сколькими фирмами на конкурсной основе разрабатываются в
США:
Тепловая мощность изотопного источника 235 Вт
Электрическая мощность преобразователя 110 Вт
Частота тока 82 Гц
Среднее давление р.т. (гелия) 2,5 МПа
Максимальная температура р.т. 650°С
Минимальная температура р.т. 80°С
Ход поршня-якоря ~6 мм
Ресурс в 100.000 час должен быть обеспечен бесконтактными
газовыми подшипниками, материалами электрической изоляции
1
Рис. 6.13.4. Схема свободнопоршневого двигателя Стирлинга
с линейным генератором:
1 — буферная полость; 2 — обмотка линейного генератора; 3 — пор¬
шень-якорь; 4,5 — газовые подшипники; 6 — пространство сжатия;
7 — газовая пружина; 8 — холодильник; 9 — регенератор; 10 — про¬
странство расширения; 11 — ребра; 12 — горячая головка;
13 — поршень-вытеснитель
и постоянных магнитов. Энергоустановку намечено использовать
на марсианском вездеходе, учитывается также возможность его
применения на Юпитере.
Обзор состояния разработок по РИТЭГ приведен в [6-22].
Библиографический список
6-1. Изотопные генераторы // Космонавтика. Энциклопедия.
— М.: Энциклопедия, 1985. С. 132.
6-2. Кузнецов В Л. Ядерные реакторы космических энергети¬
ческих установок. — М.: Атомиздат, 1977. — 240 с.
6-3. Поздняков В.С., Коптелов ЕЛ. Термоэлектрическая энер¬
гетика. — М.: Атомиздат, 1974. — 263 с.
6-4. Квасников JI Л., Латышев Л А., Севрук Д.Д., Тихонов В.Б.
Теория и расчет энергосиловых установок космических аппаратов.
— М.: Машиностроение, 1984. — 331 с.
457
6-5. Радиоизотопные источники электрической энергии / Под
ред. Г.М. Фрадкина. — М.: Атомиздат, 1978. — 304 с.
6-6. Куландин АА., Тимашев С.В., Иванов В.П. Энергетичес¬
кие системы космических аппаратов. — М.: Машиностроение,
1972. — 427 с.
6-7. Термоэлектрические генераторы / Под ред. А.Р. Регеля.
— М.: Атомиздат, 1976. — 320 с.
6-8. Энергетические установки космических аппаратов / Под
ред. С.А. Худякова. — М.: ГОНТИ-4, 1974. — 198 с.
6-9. Демидов А.С. Конструкция и расчёт на прочность косми¬
ческих радиоизотопных генераторов. — М.: Изд-во МАИ-ПРИНТ,
2008. — 39 с.
6-10. Экерн У.Ф. 250-ваттный космический радиоизотопный
термоэлектрический преобразователь с управляемым возвращени¬
ем на Землю // Вопросы космической энергетики. — М.: Мир,
1971. С. 135—160.
6-11. Гуров А.Ф., Севрук Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и про¬
ектирование двигательных установок. — М.: Машиностроение,
1980. — 320 с.
6-12. Общие и теоретические вопросы электротехники. Новые
источники тока. Т. 5. Термоэлектрические и фотоэлектрические
генераторы. — М.: ВИНИТИ, 1972. — 303 с.
6-13. Корлисс У., Харви Д. Источники энергии на радиоактив¬
ных изотопах. — М.: Мир, 1967. — 413 с.
6-14. Шив М.Р. Проект и разработка системы SNAP-29 // Во¬
просы космической энергетики. — М.: Мир, 1971. С. 195—212.
6-15. Энергетические установки космических аппаратов / Под
ред. Д.Д. Невяровского, А.С. Викторова. — М.: Энергоиздат,
1981. — 223 с.
6-16. Robert G. Lange, Wade Р. Carroll. Review of recent ad¬
vances of radioisotope power systems / Energy conversion and man¬
agement. 2008. — Pp. 393 — 401.
6-17. Гуров А.Ф., Сурнов Д.Н. Атлас конструкций двигатель¬
ных установок. Ч. I. Источники энергии. — М.: Гипронииавиа-
пром, 1977. — 99 с.
6-18. Гуров А.Ф., Сурнов Д.Н., Демидов А.С. Описание к атласу
конструкций двигательных установок. Ч. I. Источники энергии.
— М.: Гипронииавиапром, 1977. — 91 с.
458
6-19. Nuclear Power In Space. DOE/-0071. Nuclear Energy. U.S.
Department of Energy Office of Nuclear Energy, Science and Tech-
nology. — 28 pp.
6-20. Преобразователь Стирлинга. 19-й симпозиум по ядер-
ным энергетическим и двигательным установкам. США. Альбу¬
керке. 2002. Обзор. ЗАО “Инертек”, РНЦ “Курчатовский инсти¬
тут”, НИИ НПО “Луч”. С. 24—27.
6-21. David R. Gedeon. The Optimization Of Stirling Cycle Ma¬
chines. SAE/P-78/75. P. 1784—1790.
6-22. Макаров B.C., Прилепо Ю.П., Севастьянов А.П. Термоэ¬
лектрические генераторы (обзор). Автономная энергетика. Техни¬
ческий прогресс. Термоэлектричество. 2005. С. 13 — 25.
Вопросы для самопроверки
1. В чем принципиальное отличие топлива в ампулах радио¬
изотопного термоэлектрогенератора (РИТЭГ) от топлива в твэлах
ЯЭУ?
2. Для чего ампулы с изотопным топливом выполняются
многослойными?
3. Какую форму могут иметь кассеты, в которых размещают¬
ся ампулы с топливом, и как это связано с общей компоновкой
РИТЭГ?
4. Какую роль в некоторых типах РИТЭГ выполняет сильно
развитая по размерам часть теплового блока?
5. Чем объясняется выбор графита в качестве конструкцион¬
ного материала теплового блока изотопного генератора?
6. Каким требованиям должна отвечать система подвески теп¬
лового блока в корпусе изотопного генератора?
7. Какие функции в общем случае выполняет корпус изотоп¬
ного генератора?
8. Какие известны концепции безопасности, относящиеся к
запуску на околоземную орбиту и эксплуатации РИТЭГ?
9. Конструкция и материалы теплопроводов в РИТЭГ.
10. Способы регулирования полезной мощности РИТЭГ.
459
7. ОБЩИЕ ПОДХОДЫ К ОБЕСПЕЧЕНИЮ ПРОЧНОСТИ
ЯЭУ ДЛИТЕЛЬНОГО РЕСУРСА
7.1. Условия работы элементов ЯЭУ
В настоящее время отсутствуют нормы расчета на прочность
космических ядерных энергоустановок, и это делает задачу обес¬
печения прочности данных установок довольно сложной. Прежде
чем приступить к выполнению расчетов на прочность элементов
ЯЭУ и установок, необходимо: во-первых, определить условия ра¬
боты и действующие нагрузки на всех этапах создания и функци¬
онирования ЯЭУ; во-вторых, установить критерии прочностной
работоспособности и принять соответствующие запасы прочнос¬
ти. Условия работы ЯЭУ можно разделить на пять этапов. Пер¬
вый — этап выведения ЯЭУ на рабочую орбиту полета, второй —
этап функционирования установки на рабочей орбите в течение
всего ресурса (7 + 15 лет), третий — этап увода на более высокую
орбиту существования с целью обеспечения радиационной без¬
опасности, в качестве четвертого этапа можно принять этап ана¬
лиза аварийных ситуаций, пятый этап — режимы наземных про¬
изводств.
Рассмотрим по отдельности перечисленные этапы и определим
более подробно действующие нагрузки и условия работы.
Первый этап. При выведении ЯЭУ на рабочую орбиту на ус¬
тановку действуют:
- продольные линейные перегрузки пх, направленные вдоль
оси установки, величина которых зависит от типа ракеты-
носителя и может быть в пределах 2 + 15 единиц;
- поперечные линейные перегрузки пу или пг, направленные
перпендикулярно продольной оси, величина этих перегру¬
зок в два—три раза меньше величины пх;
- вибрационные нагрузки в широком диапазоне частот, как
правило, в пределах 5 + 2000 Гц с линейным виброускорени-
о
ем в пределах 0,5g+ 12g, где g = 981 см/с — ускорение сво¬
бодного падения;
- ударные нагрузки, возникающие при отстрелах отработан¬
ных ступеней ракеты-носителя;
460
- вибрационные нагрузки, соответствующие первой частоте
собственных колебаний ЯЭУ по расчетной схеме, адекват¬
ной схеме закрепления установки в ракете-носителе; указан¬
ная частота должна быть выше первой частоты собственных
колебаний ракеты-носителя, насколько выше — зависит от
частотных характеристик ракеты-носителя.
Температура элементов конструкции ЯЭУ на этапе выведения
— около 80°С.
Время режима выведения установки на рабочую орбиту имеет
порядок минут.
Второй этап. После выведения ЯЭУ на рабочую орбиту насту¬
пает этап функционирования установки, при этом на нее действу¬
ют:
- линейные перегрузки, величина которых много меньше еди¬
ницы, однако температура элементов установки 600°С и
выше;
- динамические нагрузки, возникающие при срабатывании
системы раздвижения и работе системы регулирования ре¬
актора;
- колебания температуры элементов установки, которые вы¬
званы работой систем регулирования и сменами день-ночь;
- высокое давление (в течение всего ресурса) в системах теп¬
лоносителя при номинальной температуре 60СГС и выше;
- изменение объема теплоносителя вследствие колебаний тем¬
пературы, приводящее к цикличности работы гибких эле¬
ментов;
- колебания элементов, находящихся в потоке жидкого теп¬
лоносителя;
- изменение геометрических размеров ряда элементов из-за
развития деформаций ползучести;
- длительный ресурс функционирования ЯЭУ (до 15 лет), яв¬
ляющийся существенным фактором, так как необходимо
выполнять расчеты на длительную прочность и учитывать
релаксацию напряжений в отдельных элементах.
Третий этап. После окончания функционирования космичес¬
кую ядерную энергоустановку необходимо увести на более высо¬
кую орбиту длительного существования (для обеспечения радиа¬
ционной безопасности).
Во время перевода на новую орбиту ЯЭУ испытывает вибра¬
цию и линейные перегрузки. Величины линейных перегрузок и
461
амплитуды колебаний меньше соответствующих величин, дейст¬
вующих на этапе выведения на рабочую орбиту, но температура
элементов ЯЭУ высокая, равная температуре на режиме функцио¬
нирования установки, которая составляет 600°С и более.
Четвертый этап. Учитывается, что кроме нормальных усло¬
вий эксплуатации ЯЭУ, могут иметь место аварийные ситуации
(например, падение аппарата до выхода на рабочую орбиту). В
связи с этим необходимо провести прочностной анализ возможных
разрушений и их последствий.
На орбите возможны столкновения с фрагментами космичес¬
кого мусора. Необходимо определить вероятность таких ситуаций
и их последствия; как вариант аварийных ситуаций рассмотреть
падение установки с рабочей орбиты; проанализировать варианты
разрушения конструкции и работу дублирующих систем безопас¬
ности.
Пятый этап. В этот этап могут быть объединены режимы на¬
земных производств. При этом некоторые узлы и элементы под¬
вергаются испытаниям на прочность, проводятся статические и
вибрационные испытания, а также испытания различных емкос¬
тей и полостей установки на герметичность при нормальной и вы¬
сокой температурах.
Существенное значение имеют такелажные работы, так как
конструкция ЯЭУ в основном состоит из тонкостенных элементов,
для которых перегрузки при таких работах могут создавать высо¬
кий уровень напряжений.
Линейные и вибрационные перегрузки, возникающие при
транспортировании узлов и установок различными видами транс¬
порта, также требуют обоснования прочности. Величины нагрузок
и их количество зависят от вида транспорта и расстояний перево¬
зок.
После определения на всех этапах условий работы и характе¬
ра, вида и величины механических нагрузок, переходят к выбору
критериев прочностной работоспособности и назначению коэффи¬
циентов безопасности.
При расчетах на прочность ЯЭУ принимают различные значе¬
ния коэффициентов безопасности. Их величины зависят от крите¬
риев прочностной работоспособности элементов конструкции.
Критериями могут быть прочность, цикличность, устойчивость,
жесткость, частотные характеристики, изменения исходной гео¬
метрии, ресурс.
462
На режиме выведения на рабочую орбиту можно принимать
коэффициент безопасности f - 1,3 по пределу прочности ав, так
как критерием работоспособности на этом режиме является крат¬
ковременная прочность элементов установки. Исключением
может быть узел или элемент типа силовой рамы, определяющий
жесткость конструкции ЯЭУ.
Для элемента, определяющего жесткость конструкции, крите¬
рием работоспособности являются ограничения по величине пер¬
вой частоты собственных колебаний и сохранению геометрической
формы для обеспечения нахождения приборного отсека в тени ра¬
диационной защиты. Для выполнения этих требований необходи¬
мо принимать коэффициент безопасности f - 1,5 по пределу теку¬
чести <т02.
На режиме орбитального полета необходимо принять коэффи¬
циент безопасности f = 1,5 по ресурсу установки (не по напряже¬
ниям, а по времени) для значений ресурса более 10 лет. Это вызва¬
но тем, что при больших ресурсах небольшие изменения началь¬
ных напряжений при испытаниях на длительную прочность при¬
водят к существенным изменениям времени до разрушения образ¬
ца.
Рессоры в системе сброса СБ и поворота цилиндров системы
регулирования являются наиболее слабым звеном. Критерием ра¬
ботоспособности является исключение деформационного поворота,
поэтому для рессор принимается коэффициент безопасности / = 2,6
по пределу прочности ов или f = 1,5 по пределу текучести о0 2 в за¬
висимости от марки стали, из которой изготовлены рессоры.
При расчетах на устойчивость принимается коэффициент без¬
опасности f = 1,5 по критическим нагрузкам. Такой коэффициент
может быть обеспечен высокой точностью изготовления соответст¬
вующих элементов.
При уводе на орбиту длительного существования допускается
разрушение некоторых внутренних элементов. Перечень элементов
определяется условиями ядерной и радиационной безопасности.
В процессе создания ЯЭУ при технологических проверках на
герметичность тонкостенных объемных элементов принимается
f = 1,0 по условному пределу текучести.
Для элементов, в которых возможно локальное превышение
действующих напряжений величины 0О 2 или потеря устойчивос¬
463
ти, принимаются конструктивные меры, чтобы во время испыта¬
ний предотвратить опасные деформации.
При транспортировке наземным транспортом (железнодорож¬
ным, автомобильным) и авиационным принимается коэффициент
безопасности f = 1,5 по ст0 2- Это обеспечивается, при необходимос¬
ти, схемами крепления ЯЭУ в транспорте.
При такелажных работах принимается f = 1,5 по а0 2 , что долж¬
но быть обеспечено грузоподъемными механизмами и схемами
перемещений установки.
7.2. Прогнозирование механических
характеристик
Для оценки ресурса элементов ЯЭУ используются такие ха¬
рактеристики конструкционных материалов, как длительная
прочность и ползучесть. Значения необходимых характеристик
получают в результате испытаний стандартных образцов при по¬
стоянной нагрузке и температуре. Однако проводить испытания
на весь рассчитываемый ресурс установки (10—15 лет) практичес¬
ки невозможно.
В связи с этим особую важность имеет задача экстраполяции
значений пределов длительной прочности по результатам испыта¬
ний на более короткой временной базе (порядка нескольких тысяч
часов). Для экстраполяции результатов кратковременных испыта¬
ний широко применяются температурно-временные параметричес¬
кие зависимости, связывающие время до разрушения tp с темпера¬
турой Т при действии напряжения а.
Сущность параметрического подхода заключается в том, что в
зависимости /(с, Т, tp) = 0 выбирается одна переменная (как пра¬
вило, напряжение) и некоторый параметр, зависящий от двух дру¬
гих переменных Р = p(T,tp). По совокупности экспериментальных
данных строится диаграмма длительной прочности, определяю¬
щая связь между параметром Р и напряжением. Рассмотрению
параметрических методов посвящено много работ отечественных и
зарубежных авторов [7-1]—[7-7].
Наиболее известная параметрическая зависимость Ларсона-
Миллера, предложенная авторами в 1952 году, имеет вид
464
Т(С + 1 gtp) = f^c).
(7.2.1)
Левая часть уравнения (7.2.1) называется параметром Ларсо¬
на—Миллера, где Т — температура в градусах Кельвина; tp —
время до разрушения в часах; С — константа; /^(а) — функция на¬
пряжения. Авторы считали константу С одинаковой для всех ма¬
териалов и равной 20. Надежных результатов по прогнозу на дли¬
тельный ресурс данная зависимость не дает. Несколько лучшие
результаты можно получить, выбирая более подходящее значение
константы С.
Более точные результаты получаются при использовании па¬
раметрической зависимости Мэнсона—Хаферда (1953), которая
была получена чисто эмпирическим путем
Формула (7.2.2) содержит две константы Г, и £*, поэтому с ее
помощью можно добиться лучшего совпадения с результатами ис¬
пытаний.
Основным принципиальным недостатком параметрических
методов, препятствующим достаточно надежной экстраполяции
по времени, более чем в 10 раз превышающем время эксперимента
(именно это требуется при прогнозах на 10 и более лет), является
использование степенных функциональных зависимостей или
просто аппроксимация по теории старения.
Применение существенно новых соотношений, описывающих
характер кривых разрушения, в которых все параметры, опреде¬
ляемые по экспериментальным кривым, имеют определенный фи¬
зический смысл, позволило А.Л. Аршакуни, С.А. Шестерикову,
Л.В. Чередеевой разработать методику, значительно расширяю¬
щую возможность экстраполяции [7-3]. Рассмотрим эту методику
более подробно.
Предел длительной прочности определяется из выражения
Т-Тщ
(7.2.2)
lgtp = D + 17 lgaBT - п lg
(7.2.3)
465
В этой формуле три параметра: Dun — константы; ствт — ус¬
ловный теоретический предел прочности в условиях кратковре¬
менной ползучести при температуре испытаний.
В соотношении (7.2.3) для экстраполяции значений пределов
длительной прочности в качестве основного уравнения, описываю¬
щего процесс деформации, можно использовать выражение
k=A
(7.2.4)
где А — константа; значения п и свт аналогичны значениям фор¬
мулы (7.2.3); £ — скорость установившейся ползучести.
Таким образом, для более надежной экстраполяции результа¬
тов испытаний на длительную прочность необходимы результаты
испытаний образцов на ползучесть, разумеется, при тех же темпе¬
ратурах и уровнях нагрузки. По результатам испытаний на ползу¬
честь определяются величины авт и п.
Обработку результатов испытаний можно проводить по следу¬
ющему алгоритму: после несложных преобразований (7.2.4)
можно получить уравнение для определения авт:
lg
lg
fc Л
lIL
'кЛ
lg
qBT ~ Ck
. ^BT
lg
V J
ь
®вт
а/
О;
<т -
о.
ВТ
1
\
\
У
= 1,
(7.2.5)
где i,j,k - 1, 2, 3, т.е. (ё;аг), (ё-а.) и (efeaft) — параметры испыта¬
ний образцов.
Из (7.2.5) по каждой комбинации i, j, k испытаний образцов
определяется После этого вычисляется среднее значение св£,
X <tik
например, = -j , где d — число значений а^,Л.
После получения значения св£ определяется константа л из
выражения
466
(7.2.6)
По каждой комбинации i, j определяется п1’], затем среднее пср.
Константа D определяется по результатам испытаний до раз
рушения образцов на ползучесть и длительную прочность
По вычисленным значениям Dt определяется Dcp.
Таким способом находятся величины D, п и авт и по (7.2.3) вы¬
полняется необходимая экстраполяция.
Заметим, что для конструктивных элементов, длительное
время подвергающихся радиационным потокам значительной ин¬
тенсивности (детали реактора и т.п.), необходимо учитывать вли¬
яние облучения на свойства материалов. По состоянию на сегод¬
няшний день не удается систематизировать экспериментальные
данные. С уверенностью можно только сказать, что в процессе об¬
лучения механические свойства металлических конструкционных
материалов сначала, как правило, слегка улучшаются (что связа¬
но с фиксацией дислокаций точечными дефектами-), а затем начи¬
нается их необратимое падение [7-8]. Вопрос количественной
оценки влияния облучения материалов радиационными потоками
различной природы и интенсивности остается малоизученным.
Как правило, ресурс эксплуатации ЯЭУ включает два или
более режима нагружения элементов конструкции. Режимы раз¬
личаются по температуре, величине действующих напряжений,
времени действия. На рис. 7.3.1 схематично представлены различ¬
ные режимы нагружения элемента конструкции.
(7.2.7)
7.3. Суммирование поврежденности
элементов конструкции на различных
режимах нагружения
467
а МПа*
°1
Тл
Г,
ст3
Т,
◄ 5—►
« *—>
►
f час
Рис. 7.3.1. Схема режимов работы:
t^,t2,ts, ...ti — время действия соответствующего режима, час;
Стх, а2, а3,... oi — напряжение в элементе конструкции, МПа;
Tv Т2 , Т3 ,... Tt — температура элемента конструкции при соответству¬
ющем режиме, °С
Условием прочностной работоспособности элемента конструк¬
ции будет выполнение принципа линейного суммирования по-
врежденности [7-9], выраженного формулой
i щ-и (7-ЗЛ)
i=i
где tt — время продолжительности работы на t-м режиме нагруже¬
ния; — допускаемое время нагружения, соответствующее пре¬
делу длительной прочности oi при температуре Ti °С. Необходимо
учитывать, что для различных материалов и режимов нагружения
условие (7.3.1) далеко не всегда выполняется с достаточной степе¬
нью точности.
Библиографический список
7-1. Работное Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций. —
М.: Наука, 1966.— 752 с.
7-2. Малинин Н.Н. Прикладная теория пластичности и ползу¬
чести. — М.: Машиностроение, 1975. — 399 с.
468
7-3. Шестериков С А., Аршаку ни А.Л., Чередеева Л.В. Метод
температурно-силового прогнозирования длительной прочности
металлов // Проблемы прочности. 1989. № 9. С. 6—9.
7-4. Кашелкин В.В., Кузнецова ИА., Шестериков СА. Метод
прогнозирования длительной прочности хромоникелевых аусте¬
нитных сталей // Механика твердого тела. 2004. №1. С. 182—187.
7-5. Демидов А.С., Кашелкин В.В. Выбор критериев для про¬
гнозирования механических свойств конструкционных материа¬
лов и оценки остаточного ресурса конструкций // Вестник МАИ.
2004. Т.11. № 1. С. 12—17.
7-6. Ковпак В.И, Прогнозирование жаропрочности металли¬
ческих материалов. — Киев: Наукова думка, 1981. — 240 с.
7-7. Демидов А.С., Кашелкин В.В. Длительная прочность, оста¬
точный ресурс и поврежденность конструктивных элементов дви¬
гательных и энергетических установок. — М.: Изд-во МАИ, 2011.
— 158 с.
7-8.Конобеевский С.Т. Действие облучения на материалы. —
М.: Атомиздат, 1967. — 338 с.
7-9. Гуров А.Ф., Севрук Д.Д., Сурнов Д.Н. Конструкция и про¬
ектирование двигательных установок. — М.: Машиностроение,
1980. — 320 с.
Вопросы для самопроверки
1. Условия работы и нагружения ЯЭУ на этапах подготовки и
функционирования.
2. От каких факторов зависят величины коэффициентов без¬
опасности при расчетах на статическую прочность, динамическую
прочность и устойчивость?
3. В каких случаях величины коэффициентов безопасности
определяются сравнением действующих напряжений с пределами
прочности, а в каких — с пределами текучести материалов?
4. Какие известны способы прогнозирования механических
характеристик конструкционных материалов?
5. Что такое принцип линейного суммирования поврежденнос-
ти?
469
8. КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
8.1. Особенности материалов космических ЯЭУ
и их применение
Космические ядерные энергоустановки являются уникальны¬
ми по сложности объектами, не имеющими аналогов в любой дру¬
гой отрасли машиностроения ни по конструкции, ни по составу
материалов, ни по спектру физических явлений. Космическая
ЯЭУ представляет собой технический объект, в котором сочетают¬
ся подчас взаимоисключающие качества космического аппарата и
атомной электростанции.
Уникальность ЯЭУ как машины отражается и на том наборе
конструкционных материалов, которые применяются для ее со¬
здания. Например, в реакторе ЯЭУ типа “ТОПАЗ” можно насчи¬
тать десятки материалов от конструкционных сталей до керамик,
стекла и графита.
Основными конструкционными материалами ядерного реакто¬
ра и ЯЭУ в целом первого поколения, а также второго поколения
средней мощности (до 200 кВт) являются высоколегированные
жаростойкие и жаропрочные стали аустенитного класса. Примене¬
ние сталей этого класса обусловлено, помимо свойств жаропроч¬
ности и жаростойкости, еще их стойкостью к радиационному ох¬
рупчиванию в области температур от 450°С до 650°С. В то же время
за счет высокого содержания никеля аустенитные стали склонны
к радиационному распуханию [8-1], к которому существенно более
стойки хромистые стали. Склонность к радиационному распуха¬
нию необходимо учитывать при выборе материалов для оболочек
твэлов и ЭГК, особенно если речь идет о долгоресурсных ЯЭУ.
Особенностью сталей аустенитного класса является их удовле¬
творительная пластичность при достаточно высоких прочностных
характеристиках. С другой стороны, ценные для ЯЭУ свойства
этих сталей приводят к не самым лучшим качествам с точки зре¬
ния, например механической обработки резанием и сварки.
Применение жаропрочных и жаростойких сталей ограничива¬
ется уровнем рабочих температур до 700—800°С [8-2].
Помимо высоколегированных сталей, в конструкции ЯЭУ для
изготовления деталей, требующих особой прочности и работаю¬
470
щих при высоких температурах, применяются высокопрочные
сплавы на основе никеля.
Стали с высоким содержанием никеля (более 20%), легиро¬
ванные молибденом и бором, обладающие высокой релаксацион¬
ной стойкостью, используются для изготовления антилюфтовых
пружин органов регулирования, приводных пружин стержней без¬
опасности.
Гидрид циркония является замедлителем в реакторах на теп¬
ловых и промежуточных нейтронах, гидрид лития — основной ма¬
териал отсеков теневой защиты.
Бериллий, обладающий уникальным комплексом свойств:
низким сечением поглощения нейтронов, жаростойкостью, проч¬
ностью и низкой плотностью, применяется для изготовления бло¬
ков отражателя нейтронов.
Бор, в противоположность бериллию, обладает высоким сече¬
нием поглощения нейтронов и применяется, например, в виде
карбидов для изготовления стержней безопасности и некоторых
элементов органов регулирования ядерных реакторов.
Керамики, прежде всего алунд (А1203), применяются как туго¬
плавкие изоляционные материалы в электрических цепях реакто¬
ров-преобразователей .
Медь и ее сплавы применяются для деталей коммутации, из¬
готовления токоведущих и других электротехнических элементов
конструкции ЯЭУ.
В конструкции ЯЭУ широко представлены также сплавы алю¬
миния, магния, титана, ниобия и многие другие конструкционные
материалы, в том числе и уникальные по своей технологии и свой¬
ствам.
8.2. Конструкционные материалы
энергоустановок большой мощности
С началом разработки ЯЭУ повышенной мощности (от 200 до
500 кВт) и мегаваттного класса (более 500 кВт) перед проектиров¬
щиками встает задача поиска новых конструкторских и материа-
ловедческих решений, что обусловлено значительным повышени¬
ем верхнего уровня температуры (вплоть до 1500°С), а также тре¬
бованиями по увеличению ресурса до 100000 часов.
Кардинальное увеличение мощности энергоустановок приво¬
дит к возрастанию их масс и габаритов до неприемлемых значе¬
471
ний с точки зрения “грузоподъемности” даже PH тяжелого клас¬
са, если основные части ЯЭУ изготавливать только из металличес¬
ких материалов с использованием традиционных конструкторско-
технологических решений.
Сегодня можно утверждать, что залогом успеха в создании
ЯЭУ мегаваттного класса является применение сплавов на основе
тугоплавких металлов, а также внедрение в процесс создания
энергоустановок различных высокопрочных и легких композит¬
ных материалов.
Для изготовления деталей контуров теплоносителя, нагретых
до температур свыше 800°С, требуется применение сплавов туго¬
плавких металлов: ниобия, ванадия, молибдена, тантала, вольф¬
рама, рения. Перечисленные металлы и их сплавы обладают высо¬
кими механическими характеристиками в области повышенных
температур, а также удовлетворительными характеристиками
длительной прочности. Недостатком тугоплавких металлов и их
сплавов является большой удельный вес, исключение составляет
ванадий и сплавы на его основе.
Физико-механические свойства тугоплавких металлов приве¬
дены в табл. 8.2.1.
Остановимся подробнее на применении жаропрочных сплавов
для установок средней мощности.
Для установок этого класса в качестве основного материала
реактора и контура жидкометаллического теплоносителя приме¬
нимы сплавы ниобия и ванадия [8-1], [8-2].
По характеристикам длительной прочности сплавы ниобия при
высоких ресурсах работоспособны вплоть до температур 850—900°С.
Эти сплавы удовлетворительно обрабатываются резанием [8-2], сва¬
риваются аргонодуговой и контактной сваркой, причем прочность
сварного шва может достигать 90% прочности основного металла.
Сплавы ниобия свариваются со сплавами титана, меди, цирко¬
ния, паяются с металлами с применением специальных высоко¬
температурных припоев. С конструкционными сталями сплавы
ниобия в вакууме не склонны к взаимной диффузии, что позволя¬
ет использовать это свойство для подвижных соединений.
Сплавы ванадия, легированные титаном и хромом [8-1], при¬
менимы до температуры 800°С, имеют удельный вес в 1,3 раза
меньший, чем у жаропрочных сталей. Их механические свойства
показаны на рис. 8.2.1. Сплавы ванадия совместимы с жидкоме¬
таллическими теплоносителями, хорошо свариваются и механичес¬
472
ки обрабатываются. Важным качеством сплавов системы ванадий-
титан-хром является их высокая радиационная стойкость [8-1].
При работе в окислительных средах сплавы ванадия требуют при¬
менения защитных покрытий.
Таблица 8.2.1
Физико-механические свойства тугоплавких металлов
по данным [8-3]—[8-5]
Свойство
Металл
Ванадий
Ниобий
Молибден
Тантал
Вольфрам
Рений
Плотность,
г/см
6,00
21,20
8,57
10,22
16,65
19,35
Температура
плавления, °С
1890
2469
2625
2996
3420
3180
Модуль
упругости, ГПа
148
120
320
190
370
475
Предел
прочности, МПа
565
275
670
500
1000
750
Предел
текучести, МПа
522
210
570
400
720
—
Коэффициент
температурного
расширения
х 106, °К
10,00
7,10
5,27
6,60
4,60
6,25
Коэффициент
Пуассона
—•
0,39
0,31
0,35
0,30
—
Сравнительные характеристики длительной прочности спла¬
вов ванадия и хромистых сталей приведены в табл. 8.2.2.
Таблица 8.2.2
Длительная прочность сплавов ванадия [8-1]
Материал
Температура, °С
Предел длительной прочности,
с10000’ МПа
650
250—400
Сплавы ванадия
850
40—220
950
15—150
Хромистые стали
650
60—120
473
Рис. 8.2.1. Механические свойства ванадиевых сплавов [8-1]:
1 — V-10Ti-5Cr; 2 — V-4Ti-4Cr
В установках с машинным способом преобразования энергии
(паротурбинных, газотурбинных), а также с газовым теплоносите¬
лем в горячем контуре температуры на выходе из реактора могут
достигать значений 1200—1500°С. При таком уровне температур
детали горячего контура теплоносителя могут быть изготовлены
исключительно из сплавов тугоплавких металлов, керамик или
сложных по составу металлических и неметаллических материа¬
лов.
Молибденовые сплавы кратковременно могут работать при
температурах свыше 2000°С. Сплавы молибдена, легированные ти¬
таном, цирконием, вольфрамом, удовлетворительно обрабатыва¬
ются резанием, свариваются аргонодуговой сваркой и электрон¬
ным лучом. При работе на воздухе и в окислительных средах
сплавы молибдена, как и сплавы ванадия, требуют применения
защитных покрытий.
474
Характеристики длительной прочности позволяют использо¬
вать эти сплавы для изготовления элементов, нагретых до темпе¬
ратур в 1000 — 1050°С и работающих в течение десятков тысяч
часов. При более высоких температурах в качестве конструкцион¬
ных материалов силовых оболочек реактора и деталей контура теп¬
лоносителя следует применять сплавы тантала и вольфрама, леги¬
рование которых рением повышает их технологические свойства.
8.3. Композиционные и неметаллические материалы
в конструкции ЯЭУ
Применение сталей в качествеосновного материала конструк¬
ции было оптимальным для ЯЭУ 1-го поколения (“БУК”, “ТОПАЗ”,
“Енисей”). Эти ЯЭУ обладали сравнительно невысокой электри¬
ческой мощностью (до 5—6 кВт) при массе околоЮОО кг и эксплу¬
атировались в составе КА с массой приборного отсека приблизи¬
тельно в два раза большей, чем масса энергоустановки. Кроме
всего прочего, массы КА с ЯЭУ соответствовали грузоподъемности
ракет-носителей, используемых в соответствующих космических
программах.
Снижение массовых характеристик ЯЭУ можно получить за
счет широкого применения в конструкции композитных материа¬
лов на основе углерод-углерода (С—С материалы), металлокомпо-
зитов и керамик, обладающих значительной абсолютной и высо¬
кой удельной прочностью, в том числе и при высоких температу¬
рах.
Материалы, из которых изготовлены элементы конструкции,
несущие основные механические нагрузки, можно разделить на
два основных класса. Первый класс — материалы умеренно нагре¬
тых или холодных элементов, например: стержней рам, шпангоу¬
тов, оболочек, не связанных с трактами теплоносителей или рас¬
положенных вдали от источников тепла. Второй класс — материа¬
лы реактора, ЖМК, ХИ, работающие при температурах от 60СГС
до 1200°С и выше.
Силовые конструкции в виде рам или ферм, на которых смон¬
тированы такие агрегаты, как реактор, электромагнитный насос,
трубопроводы, элементы холодильника-излучателя, испытывают
тепловые, а также механические нагрузки при выводе установки
на орбиту.
475
Для изготовления силовых элементов конструкции примени¬
мы композиционные С—С материалы, представляющие собой уг¬
леродосодержащую или графитовую матрицу, армированную уг¬
леродным или графитовым волокном.
По расчетной оценке, применение С—С материала вместо ти¬
тана в системе развертывания ХИ дает выигрыш в массе такой
системы от 0,8 до 1 кг на 1 метр. Для типовой конструкции систе¬
мы развертывания ЯЭУ средней мощности можно получить умень¬
шение массы до 60 кг.
При относительно низких температурах (менее 200°С) для
рамных и опорных конструкций могут применяться углепласти¬
ки.
Перспективным направлением для применения С—С материа¬
лов является также изготовление панелей для систем сброса
тепла, так как они имеют малый удельный вес при высокой тепло¬
проводности — более 400 Вт/Км. Опорные конструкции типа рам
при рабочих температурах не выше 300°С могут быть изготовлены
из металлокомпозитов на основе высокомодульных борных или
углеродных волокон, введенных в пластичную металлическую
матрицу из алюминия.
Конструкции из Al-В композита могут быть использованы
также в системе развертывания установки в качестве промежуточ¬
ных шпангоутов.
Композиты Al-В или углепластики с термостойкостью менее
200°С можно применять в конструкциях ХИ установок мегаватт-
ного класса с газотурбинным преобразованием энергии, поскольку
для них характерна относительно низкая температура холодиль¬
ника-излучателя.
Герметичные газовые тракты установок большой мощности с
машинным преобразованием энергии имеют наружные оболочки,
нагруженные давлением до 4 МПа и нагретые свыше 1000 С.
Такое нагружение могут выдерживать сплавы тугоплавких метал¬
лов, композиционные С—С материалы и керамика.
Чтобы добиться снижения массы конструкции, можно внутрь
силового кокона из жаропрочного С—С материала помещать гер¬
метичную оболочку из металлического материала, который сам по
себе не обладает достаточной прочностью при высоких температу¬
рах и давлениях.
Для такого рода конструкций необходимо предусматривать
температурную развязку внутренней металлической и внешней
476
оболочки из композита с различными коэффициентами темпера¬
турного расширения.
В качестве основного конструкционного материала для высо¬
котемпературных узлов космических ЯЭУ может рассматриваться
керамика на основе нитрида кремния, карбида кремния, окиси
алюминия. Например, замена материала реактора — тугоплавкого
металла — на керамику позволяет получить в несколько раз более
легкую конструкцию.
Соединение керамики с металлическими элементами достига¬
ется пайкой с применением высокотемпературных припоев.
Керамические материалы за счет их низкой теплопроводности
могут быть незаменимы для высокотемпературной теплоизоляции
и для достижения необходимого температурного режима отдель¬
ных элементов конструкции, контактирующих с потоками горяче¬
го теплоносителя.
При переходе на композиционные и керамические материалы
для высоконагруженных элементов ЯЭУ остаются нерешенными
многие вопросы длительной прочности и ползучести таких мате¬
риалов, особенно в свете обеспечения значительных по продолжи¬
тельности ресурсов энергоустановок (это касается и высокотемпе¬
ратурных сплавов на основе ниобия, молибдена, тантала, вольфра¬
ма). Решение этих проблем потребует проведения масштабных ма-
териаловедческих исследований.
8.4. Механические свойства материалов
Условные обозначения, принятые в таблицах механических
свойств материалов (табл. 8.4.1—8.4.25):
Е — модуль упругости;
G — модуль упругости второго рода;
д — коэффициент Пуассона (для сталей д = 0,3);
ов — предел прочности при растяжении;
а02 — предел текучести условный при растяжении (остаточ¬
ная деформация 0,2%);
опц — предел пропорциональности;
Oj — предел длительной прочности;
Тдсп — допускаемые напряжения при кручении;
5 — относительное удлинение после разрыва;
477
\|/ — относительное сужение после разрыва.
Связь модуля упругости с модулем упругости второго рода —
G--s_.
2(1 + W
Таблица 8.4.1
Условные обозначения основных элементов, входящих в состав сплавов
Наименовние
элемента
Обозначение
в таблицах
химического состава
Обозначение в марках металлов
и сплавов
Черные
Цветные
Алюминий
А1
Ю
А
Азот
N
А
—
Бериллий
Be
—
Б
Бор
В
Р
—
Ванадий
V
Ф
—
Вольфрам
W
В
—
Железо
Fe
—
/tv
Кремний
Si
С
к
Магний
Mg
—
Мг
Марганец
Mn
г
Мц
Медь
Си
д
М
Молибден
Mo
м
—
Мышьяк
As
—
Мш
Никель
Ni
н
н
Ниобий
Nb
Б
—
Олово
Sn
—
О
Свинец
Pb
—
с
Селен
Se
Е
—
Серебро
Ar
—
Ср
Сурьма
Sc
—
с
Титан
Ti
Т
т
Углерод
C
У
— '
Фосфор
P
п
ф
Хром
Cr
X
—
Цинк
Zn
—
ц
Цирконий
Zr
ц
—
478
Механические свойства сталей [8-6]
Применение
Нагруженные элементы кон¬
струкции, работающие при
высоких температурах, в том
числе в условиях реакторно¬
го облучения: корпуса реакто¬
ров, оболочка радиационной
защиты, кожухи органов ре-
3
Л
н
в
=с
и
а,
н
3 я
Й о
а Я
5 s
9
1 *
3. я
3 и
5. а
н И
То же
50
40
40
40
40 !
48
48
00
48
00
Ю
СО
26
24
22
21
50
32
32
О
со
30
а ^
§ 1
". Й
196
О
од
162
(16,5)
152
(15,5)
137
гН
127
206
т—1
од
147
(15)
137
т-Н
128
(13)
118
сд
гЧ
о„, МПа
в 2
(кгс/мм )
491
(05)
358
(36,5)
309
(31,5)
260
(26,5)
216
510
(52)
402
(41)
392
о
W
СО
о
со
00
СО
343
Ч
Ю
СО
Темпера¬
тура, °С
20
О
о
со
400
О
О
Ю
009
20
о
о
со
о
о
500
009
Сортамент
Плиты, листо¬
вые заготовки,
штамповки диа¬
метром от 40 до
200 мм
Листы толщи¬
ной ОТ 6 ДО
50 мм
Марка
08Х18Н10Т
12Х18Н10Т
08Х16Н11МЗ
479
Продолжение табл. 8.4.2
ф
S
*
Ф
Я
ф
S
в
а
К
о о
а и
В Я
О со
VO W
>> я
О* А
* В
В ф
я 5
о в
£ §
ag
Q О
§ *8
ни са
a
\D
О
О
Я
о
я
а
о
н
я
Ф
л
я
р| к
2 «
я
Ч
£ 2
Е-1 сг
м- о
R. И
>» Я
я $
CD >>
ч ч
о
eg
О
eg
Ю
со
со
eg
я ^
К%
eg
о
о°£
Ю
eg
ю
ш
Я eg
И Я
* О
со Рн
t> К.
ю
00
t-
со
со
t-
ю
ь-
я о
ft»
ф
я
Я
ф
Н
О
eg
о
о
со
о
о
о
о
ю
о
о
со
о
eg
О
о
со
о
о
о
о
ю
о
о
со
н
я
ф
я
Ен
a
о
О
я
я
a
я
%
a
Е-»
Я
Я
я
о
н
о
ь
00
И
со
М
СО
т-Н
><!
05
о
. о
н ч
I °
1 00
В t-
tt О
В § О
и о оо
В О* 1-н
§
я
в 5
. . Ф н
я а ф
СО Я tt
a
со
н
о
eg
и
и
о
480
Окончание табл. 8.4.2
Применение
3
Е-
t
С
VC
р
1=
«
Е-
а
t
а
5
Я
К
а
Е
а
с
6
с
1
1
и
t Е*
м
м
я
S
ч
Я
L и
■ a
25
!
24
22
22
22
об £5
10
10
10
О
1—1
от
а ^
йм«
а 1
«)Г
834
(85)
824
00
804
??
00
785
/—S
о
00
785
о
00
<Й <м
И S
а ^
- о
W ^
О К
ч«✓
1080
(110)
1050
(р
о
1"Ч
О
СО
о
гЧ
/-■ч
ю
о
т-Ч
0001
с<?
о
тЧ
961
оо
О*
Темпера¬
тура, °С
20
100
200
о
о
го
О
Ю
СО
Сортамент
■
8
И
о
м
о
н
о
о
о
кат, заготовки
крепежных де¬
талей, поковки
диаметром или
толщиной не бо¬
лее 60 мм
Марка
14Х17Н2
481
Модуль упругости сталей Е, ГПа, (10 кгс/мм ) [8-6]
со
м;
О6
«3
а
£
а
Еч
"Ч<
•ч]
об
о
з-
3
£
а
Еч
СО
00
к
*
о
4
а
н
о
№
5
И
в)
ft
я
а
и
л
ft
о
и
о
К
=я
л
и
я
ч
н
и
л
я
sr
Я
0-
0
л
О
я
«
3
и
£
л
ft
л
Я
3
«
н
Температура, °С
009
1C
оо
1—<
12,0
500
18,2
11,8
о
о
■ч*
17,8
11,5
о
о
со
Н
11,2
о
о
(М
17,0
18,8
100
16,6
СО
о"
гН
20
16,4
10,0
Марка !
08Х18Н10Т
12Х18Н10Т
08Х16Н11МЗ
09Х16Н15МЗБ
10Х11Н20ТЗР
14Х17Н2
482
Гарантированные значения пределов длительной прочности сталей ст,
МПа (кгс/мм2) [8-6]
Время, ч
о
о
о
о
о
<м
139,5
о?
тН
62,2
(6,3)
236
(24)
140
(14,3)
73
СО
т-Н
од
Р
гН
од
147
Ю
т-Н
71
Р
о
о
о
о
о
1—1
150,7
✓—S
Ч
1C
'W-'
69,7
(7,1)
! 250
(25,5)
147
ю
т-Н
81
(8,3)
220
(22,5)
165
(16,8)
О
00
/""S
00
W
о
о
о
о
со
182,2
(18,6)
73,5
ю
Ь-
279
(28,5)
169
СО
гН
95
(9,8)
235
Я*
од
'w'
СО
00
1—1
tP
оо~
т—1
W
81
ST
00
ООООТ
191,2
(19,5)
87,7
(8,9)
279
(28,5)
191
(19,5)
118
О?
тН
257
(26,2)
212
р
1-Н
од
ТОТ
(10,4)
О
О
О
СО
213
(21,7)
106,5
(10,8)
279
(28,5)
213
(21,8)
140
СО
гЧ
265
1?
од
'w'
227
(23,2)
116
0?
1-Н
т-Н
'w'
1000
231,7
СО
00
eg
125,2
(12,8)
279
(28,5)
236
од
162
(16,5)
279
(28,5)
242
(24,7)
124
со
од
т—Н
Темпера¬
тура, °С
500
о
о
СО
450
500
009
450
500
009
Марка
08Х18Н10Т
12Х18Н10Т
08Х16Н11МЗ
483
Окончание табл. 8.4.5
Время, ч
1000
279
(28,5)
221
(22,5)
о
О
СО
309
(31,5)
246
(25,1)
О
О
1-1
СО
сч
со
(32,9)
266
(27,1)
Т-ра, °С
550
009
Марка
09Х16Н15МЗБ
об
сз
S'
а
3
в
N
00
t—i
S
◄
я
м
S
3
в
я
(в
и
о
к
н
о
тЧ
И
оо
тЧ
И
N
S
ч
Л
н
и
л
М
Н
и
>я
о
м
и
ф
Я
В
и
ф
91
Я
Я
я
и
ф
СО
ю
ю
ю
т-Н
05
05
со
СО
СО
СО
со
Ю
со
т-Н
т-Н
т-Н
05
ю
СО
ю
Ю о4.
со
со
сч
сч
сч
со
К g
т-Н
т-Н
СО
со
т-Н
1
1
т-Н
т*Н
|>
со
00
1
1
00
00
w
ЕГ и
о
о
о
ю
т-Н
т-Н
т-Н
ь-
со
cd /—ч
В X
Я 1
00'
о'
оо'
00
00
со
сч
сч
т-Н
Т-Н
т-Н
т-Н
ч—■*
V—'
ч—'
'W'
W'
со
СО
со
СО
ь-
X
05
IX
05
ь-
t-
t-
ю
Ъ w
сч
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
т-Н
/«—ч
в S
s js
сч
со'
ю
ю
о
00
X
СО
■ч<
•ж
сч
т-Н
ч*—'
ч—’*
'w'
ч—■/
ь-
т-Н
т-Н
т-Н
СЧ
X
о
ю
Tt<
05
t-
ь-
о к
со
Tt<
СО
сч
т-Н
/—V
о
о
о
о
св^
о
о
о
ю
о
м S
00
сч
о
сч
о
В S
00
со
тТ
сч
т-Н
т-Н
т-Н
1
1
т-Н
т-Н
05
о
s—'
ч—'
N—’'
s—1'
''
■ч<
05
t-
о
05
00
ю
СО
сч
X
Т-Н
гН
т-Н
т-Н
о
о
о
о
о
о
о
cd
сч
о
О
о
о
о
О
&
со
ю
со
X
н
cd
ц
2
J
Я
0
н
ч
i со
W
ф
Я
й
cd
Я
ф
W *
4 в
7 Рч
cd
Еч
со
§с *
Р.
О
я
"S с
о
я
>>
ft
В
О £ 05
bgt-
ю и II
о о 11
т-Н W О.
484
Окончание табл. 8.4.6
1
1
1
1
1
об 5ч
o>
Ю
Tt»
СО
ю
со
со
ю
СЙ
CNs
§ 1
S
R v
0 w
1
1
!
1
1
cd /—s
GNS
a i
«s'
G°£
1
1
1
1
1
a„, МПа
B 2
(кге/мм )
674 (66)
441(45)
392 (40)
284 (29)
186 (19)
яС
9!
л О
bq g
1
1
1
1
1
T-pa, °C
О
eg
О
о
ю
о
о
to
О
о
t-
о
о
оо
Сортамент
Листы. Закалка с
105041! на воздухе
к
те
об
а
з-
з
>§
з
Еч
N
00
я
.я
о
с.
£
Я
и
S
Н
О
тН
В
оо
■рч
и
N
тН
N
Ч
Я
н
и
я
н
и
о
я
Я
о
a
я
=в
о
я
я
ч
Ф
н
я
ч
ч
ч
V
ч
ф
a
И
«
ф
Я
ST
и
ч
0
я
я
a
н
и
Я
я
3
И
ф
1
4
о
я
я
о
о
о
о
S
я
о
о
о
ю
№
ч
ч
я
я
я
я
ч
я
я
ф
a
PQ
100000
176 (18)
127 (13)
78 (8)
о
о
о
ю
196 (20)
137 (14)
98 (10)
Ю
00
те
О
eg
т—i
i—1
о
"wS
w
о
ю
CD
t-
гН
те
t-
СО
eg
rH
»н
0?
l—l
S
о
о
eg
eg
1—1
ю
Ю
t-
b-
О
eg
eg
1—1
i—i
те
00
о
CO
eg
т-Ч
о
ч—'
4—'
eg
Ю
CO
о
CO
b-
CO
eg
rH
о
о
о
Ю
о
Ю
Ю
со
CO
Е-
Я
ф
я
я
Ен
a
о
и
я
к 2
ч я
gp
Я О
СО О
и Ч
К I
£®
aJ2
Gw ©
w
485
Температурный коэффициент линейного расширения стали 12Х18Н10Т а -10 , 1/К [8-2]
00
■н
00
а
з-
О
о
00
о?
о
Т“Н
см
700
т-Н
О
О
00
05
1
05
т-Н
20-
гН
700
см
600
СО
-700
т-Н
со
1
СМ
20-
т-Н
009
500
см
-600
со_
00
о
20-
Т-Н
500
см
о
о
00
-500
00
1
ь-"
1
оГ
20-
т-Н
О
О
т-Н
о
о
со
ч
о
о
05
1
т-Н
20-
т-Н
о
о
00
200
о
о
со
1
см
оо~
20-
200
т-Н
О
о
т-Н
t-
-200
со
1
со
1
20-
т-Н
100
т-Н
и
и
р
т-Н
р
т-Н
«V
ей
со
а
со
U
о
о*
о
н
т-Н
н
т-Н
в
8
об
в
з-
з
£
в
Еч
486
Зависимость модуля упругости при кручении стали 10X11H23T3MP, G2q = 72 ГПа
(7300 кгс/мм^) от температуры (получено расчетным путем)
•41
00
в
з-
3
5
О
о
t-
0,71
о
■4<
ю
со
о"
о
t-
о
Ь-
со
о"
о
СМ
о
00
ю
о
о
со
о
00
■41
©‘
о
СМ
т-Н
р
сЗ
Р-1
О
>>
Ей
см
О
03
\
а
Еч
1=1
О
2
0)
н
•ч;
об
в
з-
з
в
Еч
Я
s
Н
>>
а
я
бч
®
В1
®
Л
а
я
а
с
со
Н
ео
N
И
X
о
гН
Я
Ч
Я
н
О
в
о
я
s
н
ф
а
я
я
а
я
№
я
я
«I
к
а
с
л
и
«
3
2
ф
л
и
о
Я
О
«
см
О
о
см
ь-
СО
т-Н
см
о
о
ю
00
СО
•4<
05
см
t-
о
о
со
'w'
1 со
со
со
со
ю
о
•41
1 о
ю
т-н
■41
■41
тН
о
о
ю
■4*
о
о
U0
о
о
СО
см
00
00
ю
оГ
я
р
8«С
ч
03
а о
а
В Р
>.
л Я
н
К w
ей
От
05
ф <2
О К
я
2
ф
El
1 §
со
» И
р о
>» SC
в н
о
fct
<м
•4;
00
3
з-
3
а
Еч
<м
00
8
№
S
ео
Н
ео
IN
Я
о
я
ч
л
н
о
№
Я
И
ф
а
я
а
и
л
а
о
(4
О
И
*
ф
И
Я
ч
н
и
ф
я
Я
Я
•е*
•&
Л
о
Я
=я
3
я
н
л
а
ф
я
s
ф
Ен
20—700
18,2
20—600
t-
т-Н
о
о
t-
1
О
о
со
21,8
500
СО
-600
СО
сз"
о
см
гН
500
т-Н
о
о
■41
°1
-500
1
СО
1
СЗ
20-
т-Н
400
т-Н
о
о
ео
ю
О
О
т-Ч
1
со"
1
со
20-
т-Н
о
о
ео
н
200
°3
О
о
со
со 1
ю
20-
т-Н
200
т-Н
о
о
тН
со
-200
ю
1
1C
1
со"
-от
т-Н
О
о
т-Н
т-Н
W
W
р
т-Н
р
т-Н
ф.
к
03
СО
ей
со
а
О
а
о
н
т-Н
н
т-Н
8
8
487
Механические свойства бериллия при высоких температурах [8-7]
00
а
з-
з
3
з
Еч
а>
S
И
а)
Я
аз
Я
S
a
К
аз
Е-
<Й
Я
Я
ч a
Я ХО
со ей
w ■&
>>
ч
о
в
*■> _ о
Ю о4»
1,6
19,7
24,0
ю
со
1—1
гН
12,4
13,5
«3 см
М S
О
см
ю
§ a
со
1
со
1
см
1
ю
о
00
- О
ю
о
1
см
со
тЧ
см
н
со
со
со
см
'*—■'
О л
ей03,.
/—ч
/<-»ч
/MS
м Я
о
о
о
о
о
о
о
Я Я
о
CSJ
о
1“Ч
о
05
о
ю
о
ю
о
о
о
S -5.
о
00
ь-
05
05
со
ч<
СО
о
ю
о
ю
ю
_ О
см
о
см
00
см
t-
см
ь-
см
t-
см
со
см
ю
со
см
см
см
см
см
см
“н В
N—✓
W
Р
„
с
с
с
с
с
с
ей
с
с
с
с
с
с
Си
со
ю
со
t>
00
н
а>
Я
в
£ и
а>
Ч
£ В
С W ..
a а и
ьч р а)
R ь ч
я
и
488
Окончание табл. 8.4.13
Применение
Блоки и детали
бокового и торцовых отражате¬
лей нейтронов в реакторах
КЯЭУ
to
Ю
г—1
©
оГ
29,0
35,3
31,2
25,9
18,1
<Я (М
С Я
§ -5.
• о
CQ £-*
о ^
314
(32,0)
291
(29,7)
211
(21,5)
182
So
оо
н
W
135
(13,8)
107
(10,9)
Ю
Ю
ю
'w'
24,5
(2,5)
aJ®C
G |
§ -5.
„ а
Ч к
1
1
1
!
1
1
1
1
1
T-pa, °С
О
см
о
о
eg
300
о
о
500
009
700
800
Вид
полуфабриката
Листы толщиной
1 мм
489
Предел длительной прочности бериллия на базе 100 часов, [8-7]
об
в
з-
з
в
Б-.
об
в
в
eg
00
Я
<<
И
PQ
cd
П
о
Я
В
в
cd
я
cd
Ч
Я
и
о
1н
О
Я
0)
я
VO
о
cd
я
н
о
>я
о
я
о
а»
Я
Й
я
я
Я
Я
Я
cd
И
я
cd /—
s I
~ Сн
о к
b W
cd см
В Ё
* О
и (ы
t» Й
cd™
и i
2 <3
Ь* I
О
cd
ft
>»
н
я
ft
я
В
S
я
Н
я
Я
Я
Я
О
н
я
о
о
н
Я
я
Я
cd
н
ft
о
О
00
о
eg
О
о
о
ю
ю
ю
о
со
CD
О)
СО
ь-
о
eg
00
00
о
00
о
о
см
о
о
СО
см
о
о
о
о
eg
о
о
ю
я я
S о н
о, о £
ф К хо
Н о й
_ ф й
3 f
и
a
VO
к
И
н
>.
a
В
® —
Л -vP
Щ
9 ®
8 я
2 я
2 03
& S
S §-
9 в.
1з
Сн
490
Окончание табл. 8.4.15
to
ю
ю
гН
Ю
СМ
Ю
00
1
о
cd ^
S I
"g
1
1
1
1
1
Л CO
E S
a -5.
* о
со Jh
t> «
со
00
00
1
ю
00
ь-
О
СТ>
1
о
00
687
(70)
490
(09)
392—441
(40—45)
78—98
Г—
О
1-4
1
СО
20—29
/""N.
СО
1
см
§ -5.
„ о
bq g
!
1
1
1
1
I
Температура, °C
о
см
О
о
1
1000
1100
1500
1800
Состояние
Без терми¬
ческой
обработки
Сортамент
Листы
холоднокатаные
толщиной 1 мм
(деформация 85—
90%)
491
Пределы длительной прочности ниобиевого сплава ВН-2 [8-2], МПа (кгс/mhi )
492
Температурный коэффициент линейного расширения сплава ВН-2 [8-2]
■Ч*
00
в
з-
3
а
см
■
00
S?
<
к
»
я
3
м
и
ев
«
О
в
<
м
К
М
(4
СО
СО
4
в
ы
о
и
о
м
ф
5
(О
о
я
я
л
«
н
и
*
о
м
и
ф
я
я
и
ф
V
я
я
СО
к
ф
св ,—.
ем,
§
°1 g
см
eg
ю
CM
cS oq
И Я
S Я
- и
pq Рч
ь к
00
05
Tt«
05
СО
I
"в*
т)<
00
I
см
ю
со
I
см
а
cd
ft
>>
cd
ft
Ф
И
§
ф
Н
о
см
о
о
о
о
см
о
о
ю
о
о
00
о
о
о
см
ф
к
и
«
о
н
о
о
а
« S
^ о н
ф ° °
Е-<
СО
ф
W
ю
cd
ft
ю
о
ф
н
м
ф
3
cd
н
ft
о
о
cd
я g
Т—I
LT' W
S >s s
К о И
Я <0
Я ё
з а
Й о
О ° ■в*
я а й
ч В В
ч 5
493
Пределы длительной прочности ниобиевого сплава ВН-2А [8-2], МПа (кгс/мм )
О
об
<3
S'
а
со
t-
/**Ч
со
ю
05
S
о
со
со
т-Н
т-Н
Ю
со
о
1
1
1
1
1
1
1
I
ю
ф
со
со
ь-
05
ю
сч
со
со
т-Н
ч—■'
со
w'
т-Н
со
/ ч
t-
СО
L-
со
t>
00
о
со
со
т-Н
т-Н
ь-
00
о
1
1
1
1
1
1
1
I
<м
со
ю
ю
05
t-
со
т-Н
со
'w'
со
т-Н
4—'
со
г—^
00
05
о
о
т-н
£
382
(68)
т-Н
1
ь-
т-Н
1
со
00
00
Ч
05
1
1
ю
т-Н
т-Н
w
о
о
ю
ь
392
V
о
78—206
(18—21)
98
(от)
[
1
т-Н
— |
ю
/Лч
ю
СО
ю
о
сч
сч
о
т-Ч
1
1
1
1
сч
СО
1
1
о
сч
со
со
сч
сч
т-Н
сч
w
сч
4—'
t-
S
я
ю
со
о
ю
0
1
1
!
1
т-Н
1
т-Н
1
ю
108
(И)
я
S
V
т-Н
д
т-Н
'—"
о
1
°
о
о
О
•
Т-ра,
W
о
05
о
о
т-Н
О
т-Н
т-Н
О
сч
т-Н
о
о
т-Н
о
О
(1)
.
Ю
к
IS
0
К
X
«
о
Ен
и
о
я
а
0)
Е-*
со
0)
ческой
бработк
о
К
ф
ч
я
я
о
м
с
>я
я
X
н
О S п
& ЕГ&
О
я
я
и
я
05
..
ш
ч £
|
1
си
g
w
мация 85-
а
ей
н
Л
о
о
*! <и §
3 Я S
ggH
S й«
к
сз
З4
Ч 5
О
X
&
о
<м
об
<3
S'
3
в
494
Плотность сплава р = 8650 кг/м .
Механические свойства молибденового сплава ВМ-1 [8-2]
ю
eg
со
00
i-4
1-4
со
00
1-4
т-4
(О
1
О
1
iH
1
ю
1
t-
!
1
1
1
!
1
i-Ч
1-4
i-4
ей
я .1
ю
X
О
IV
1
00
1
1
1
[
1
1
1
1
I
I
I
|
I
N “
1
IV
1
00
1
1
I
1
1
1
1
1
1
1
1
1
0°£
со
со
СО
со
СО
/—\
tv
03
о
1-4
eg
С S
00
о
1—1
СО
ю
tv
1П>
tv
iH
eg
ю
iv
00
§ ^
00
1
03
1
ь-
1
tv
1
СО
СО
ю
1
Ю
I
ю
1
ю
1
I
1
ео
1
со
1
- О
1
ю
о
1
00
со
I
tv
ю
1
оз
ю
о
о
eg
eg
со
Tf
И> Гг»
оо
00
1—1
со
со
со
со
ю
03
ю
1-4
со
СО
tv
со
со
ю
со
/—Ч
/—s
и к
о
о
о
о
о
о
о
в я
о
eg
о
о
о
eg
о
Ю
о
ю
о
eg
о
eg
оо
1—1
о
оз
о
оз
00
tv
о
СО
о
_ о
со
со
со
eg
со
eg
eg
о
eg
03
eg
00
eg
IV
ч к
со
со
со
со
eg
eg
eg
ч—*
'w'
У
'•V'
>—'
s~—'
О
Т-ра, '
20
200
с
с
009
800
с
с
с
о
о
(М
Ф
S
д
Я К
§ « Й
«
о
н
а
ф
н
о
si
® G
^ «О
ф
о
СО
Ф
и
и
О
,
О S
и
о ^
Ф 03
ф
ё С
tr
S
о t-
оЗ
Е-*
а
о
о
Листы XI
катаные
ной 1 мм
мация 85
495
Окончание табл. 8.4.21
О
о
ю
*» . о
60 о44
1
ю
1
ю
см
Сб ^
К
S S
s S
1
1
1
1
N S
е°£
К я
со
00
т—1
см
§ я.
1
1
iH
1
- 0
m Рн
D К
'w'
137-
те
т—1
98-
-от)
е*м„
/—S
^-Ч
Б 1
о
о
ю
о
i-H
О
§ -Р
со
о
00
ю
„ 0
см
тГ
тН
00
Г -Г Рн
см
т-Ч
s—1'
ч—
О
об
ft
0
В
и
«
о
н
о
о
О
О
о
ю
о
о
оо
н
к
0
S
ей
н
а
о
О
§
9
\
о
Рн
О
сб
С
СО
I
СМ
о>
со
Е-*
0
«
ч
и
сб
н
0
о
о
и
о
4
»
В
5
ь-
О
0
со
сб
ю
сб •
КсГ
р |
о £
СМ '
Е* гЧ
03 см
ft I
ф
В
S
ф
в
В G
в §
3 50
2 о
о см
в I
4 <о
5 OJ
Н гН
0
р I
Р о
fs
Ч О
ф 1ч
ч
2 S
G в
ем
«М
оо
в
гг
3
з
Еч
S
g_
0
14
В
сб
в
S
см
1
00
а
«
сб
й
сб
g
к
0
В
н
0
О
и
В
о
ft
в
>в
о
в
й
В
0
н
В
В
«
3
в
0
«
0
ft
И
о
о
о
ю
О
о
о
о
см
О
о
о
о
1—(
О
о
о
ю
О
о
о
О
сб
ft
0
В
К
в
о
н
0
о
О
ь
В
0
3
сб
Н
ft
О
О
ю
со
СМ
I
VO
ю
см
00
см
I
ю
ю
СМ
со
t-
СМ
I
СО
см
05
СЧ1
I
со
СМ
о
со
05
СМ
СО
I
о
со
со
со
см
со
о
о
о
00
05
гН
I
00
о
см
О)
05
"В
I
05
со
05
Ю
со
со
со
ю
СО
см
см
I
г-1
см
05
СО
см
со
см
00
00
I
со
00
05
ю
00
о
о
о
о
см
в в
£ ’Я £
ft ° ч
ф К v§
н о *2
0 5
0 М ft
0 й VD
Ю о
X 0
й
н
0
в
ч
а.0
0 o'-
■& о
ф Ой
3 I
4 ю
1 00
* W
гЧ я
>в 5
о а
в s
496
Окончание табл. 8.4.22
О
о
о
ю
1 £
1
1
1
1
о
о
о
<м
ъ
1
1
1
1
о
о
о
тН
t>
1
I
I
1
о
о
ю
о
со
»“Ч
(8‘1)
°0
(0,8)
о
о
гН
ь
24,5
(2,5)
ь-
тН
ю
1—t
'w'
Т-pa, °С
1400
1600
Состояние
Без терми¬
ческой
обработки
Сортамент
Листы холодн¬
окатаные толщи¬
ной 1 мм (дефор¬
мация 85—90%)
Ч*
(М
чл'
об
в
з-
3
Й
о
ю
ь-
00
I
оО
ы
п
о
о
я
V
о
о
о
о
0)
га
га
о
га
н
и
S
ч
га
н
я
п
я
о
я
га
ч
в
w
Я
Н
и
о
Я
в
о
а
я
№
га
н
я
4
v
н
5
ч
П
о
о
ь-
и
га
а
I?
га
о
«
в
S
ш
О
о
СО
о
ю
VO
га
В
в
Н
О
О
В
В
о
a
в
«
о
к
я
ч
а>
н
В
ч
ч
ч
ф
Ч
Ф
Р.
В
О
О
iH
I
О
о
тЛ
00 1
тН
1—1
о
00
1
1—1
о
о
00
о!
СЧ1
СО1
о
t-
1
со
и
и
о
v©
О4"
Ю
•Г-Н
•I—(
н
чО
о4*
Ен
о4
О
1-Н
>
>
г?
СЧ]
ш
оз
00
497
Коэффициент линейного расширения сплавов на основе ванадия:
t = 20°С — а= 10-10"®, 1/К;
t = 600°С — а = 10,5-10“6, 1/К.
Обобщенные свойства углерод-углеродных композиционных материалов [8-9, 8-10, 8-11]
Материалы, пространственно
армированные непрерывным
волокном
Матрица из кокса,
каменного угля, пека
при дополнительной
степени армирования
1,96
2,20
СО
140/275
125/140
65/120
Матрица
из пиро-
углерода
1,76
2,12
12
240/220
250/230
90/40
Матрица из
кокса, камен¬
ного угля,
пека
1,96
2,15
со
160/180
140/160
70/130
Материалы,
перекрестно
армирован¬
ные тканями
1,35
1
1,47
ОТ
60/100
—/130
1,5/60
Значения при
армировании непрерыв¬
ным волокном
Пере¬
крестно
1,42
1,69
ОТ
о
о
CSJ
о
О
т-Н
т-Н
т
2,0/100
Одно¬
направ¬
ленно
1,40
1,69
12
50/400
о
о
со
Т
1,5/500
Характерис¬
тика
Объемная плат¬
ность, г/см°
Истинная плат¬
ность, г/см°
Пористость, %
Сопротивление
сжатию, МПа,
ось х / ось 2
Сопротивление
изгибу, МПа,
ось X / ОСЬ 2
Сопротивление
растяжению,
МПа,
ОСЬ X / ОСЬ 2
498
Окончание табл. 8.4.25
§ I
я В
® в
И (О
I а
| S, „
S* в *
5 ф 2
о И И
В* £ О
R 3 ч
*■ в о
Я и я
ч в
в в
в о
л ft
® в
s I
§ В
ей
- «
СЙ ©
° й
И
о
«
>й
о
н
л
ч
ф
н
в
в
ч
о
В я
° 5
« $
в в
a ®
И н
М CJ
ей « ей
а- о «
В S1 2
о. В ft
н В ®
S §
ч
Сн
►>1
«
S В
>> в
_ ф
О В
Рн М
о
к
о
СО
о
со
о
со
о
00
о
ь-
со
ю
t-
о
05
ь-
со"
00
о
00
о"
А
ей
К
ft
О)
S
S
«
5 &
о
и
Н
| а 2
S'
S
ft
ей
« к
О ей
о
ем
ф
3
в
t-
(М
N
еч
1П
и
3
ft
в а
& В
ш
в
в
в
в
в
в
о „
со а и
в
з
а<
в
о
® и
&§
R &
О
СО
СО
ь-
со~
со
о
СО
и _
ей 2
— & и
ч и g
О ей Ч
Н
О
и
о
ь-
о
СО
со"
о"
со
о
S
ft ж
Q3 ей
* в
в в
в н
ft
в
X
в
в
2
А
Ч
>»
Ы
О
н
и
ф
S
иг
S л
&
о -
8 к
tc • ^
§ А К
о
■&
ей
О
«
W
и
н
л
о
о
N
л
о
о
499
Примечание: х, z — основные оси армирования образца
Вопросы для самопроверки
1. Стали какого типа были основными конструкционными ма¬
териалами ядерного реактора и ЯЭУ в целом первого поколения?
2. Какие детали ЯЭУ не изготавливаются из материалов,
склонных к радиационному распуханию?
3. Для изготовления каких деталей ЯЭУ наиболее подходя¬
щим материалом является сплав на основе ниобия?
4. Достоинства и недостки монокристаллических материалов.
5. Каким недостатком обладает бериллий?
6. Какие детали перспективных ЯЭУ могут быть изготовлены
из высокопрочных и легких композитных материалов?
7. Какую функцию в составе ЯЭУ выполняют детали из
урана-238?
8. В виде каких химических соединений применяется ядерное
топливо в ЯЭУ?
Библиографический список
8-1. Литий в термоядерной и космической энергетике XXI
века/ В.Н. Михайлов, ВЛ. Евтихин, И.Е. Люблинский, А.В. Верт¬
кое, А.Н. Чуманов. — М.: Энергоатомиздат, 1999. — 528 с.
8-2. Справочник по авиационным материалам. Т. III. Коррози¬
онные, жаропрочные и жаростойкие стали и сплавы. — М.: Маши¬
ностроение, 1965.
8-3. Физические величины: Справочник / Под ред. И.С. Гри¬
горьева, Е.З. Мелихова. — М.: Энергоатомиздат, 1991. — 1232 с.
8-4. Смитлз К Дж. Металлы. — М.: Металлургия, 1980. —
447 с.
8-5. Свойства элементов: Справочник / Под ред. М.Е. Дрица.
— М.: Металлургия, 1985.
8-6. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопрово¬
дов атомных энергетических установок (ПНАЭ Г-7-002-86)/ Гос-
атомэнергонадзор СССР. — М.: Энергоатомиздат, 1989.
8-7. Справочник по авиационным материалам. Т. II. Цветные
сплавы. Ч. 1. Алюминиевые сплавы. — М.: Машиностроение,
1965.
500
8-8. Вотинов С.Н., Колотушкин В.П., Никулин СА., Турили-
на В.Ю. Создание радиационно-стойких сплавов на основе вана¬
дия для оболочек твэлов реакторов на быстрых нейтронах // Ме¬
талловедение и термическая обработка металлов. 2009. № 5 (647).
С. 40—47.
8-9. Абашев В.М. Конструкционные материалы, используемые в
ракетных двигателях: Учеб, пособие. — М.: Изд-во МАИ-ПРИНТ,
2009.— 88 с.
8-10. Термоустойчивость пластиков конструкционного назна¬
чения / Под. ред, Е.Б. Тростянской. — М., 1980.
8-11. Композиционные материалы: Справочник / Под ред.
В.В. Васильева, Ю.М. Тарнопольского. — М., 1990.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
Список сокращений . 4
Введение 7
1. РЕАЛИЗОВАННЫЕ И НЕРЕАЛИЗОВАННЫЕ
ПРОЕКТЫ ЯЭУ 1-го ПОКОЛЕНИЯ 10
1.1. Двухконтурная энергоустановка с термоэлектро¬
генератором “БУК” 11
1.1.1. Принципиальная схема, параметры
и история создания ЯЭУ 11
1.1.2. Компоновочная схема ЯЭУ 14
1.1.3. Ядерный реактор 16
1.1.4. Узел защиты 17
1.1.5. Электропривод системы управления
реактором 18
1.1.6. Термоэлектрогенератор 19
1.1.7. Холодильник-излучатель 21
1.1.8. Пусковой блок 21
1.1.9. Горячая ловушка 21
1.1.10. Компенсационные баки 23
1.1.11. Другие агрегаты ЯЭУ 24
1.2. Одноконтурная энергоустановка “ТОПАЗ” 25
1.2.1. Принципиальная схема, история созда¬
ния и параметры ЯЭУ 25
1.2.2. Компоновочная схема ЯЭУ 27
1.2.3. Конструкция электрогенерирующих ка¬
налов и реактора-преобразователя в целом 29
1.2.4. Электромагнитный насос 32
1.2.5. Компенсационный бак 32
1.2.6. Стартовый нагреватель 35
502
1.2.7. Балластное сопротивление 35
1.2.8. Клапан заправочный (отсечной) 37
1.2.9. Другие агрегаты ЯЭУ 37
1.3. Одноконтурная энергоустановка “Енисей” 37
1.3.1. Основные особенности ЯЭУ 37
1.3.2. Реактор-преобразователь 38
1.3.3. Электрогенерирующие каналы 38
1.3.4. Генератор паров цезия. Другие элемен¬
ты ЯЭУ 38
Библиографический список к введению и разделу 1 .... 42
2. КОНСТРУКТИВНО-КОМПОНОВОЧНЫЕ СХЕМЫ
ЯЭУ 2-го ПОКОЛЕНИЯ с ТЭПами 43
2.1. Конструктивные схемы и элементы, нагрузки
на них 43
2.1.1. Трансформируемые схемы 43
2.1.2. Элементы конструкции ЯЭУ 51
2.1.3. Рамная конструкция 53
2.1.4. Оболочечная конструкция 58
2.1.5. Балки системы развертывания 59
2.1.6. Элементы крепления агрегатов 60
2.2. Реакторы и реакторы-преобразователи 65
2.2.1. Требования к конструкции реактора
и реактора-преобразователя 65
2.2.2. Основы конструктивного исполнения
реактора 67
2.2.3. Примеры конструктивного исполнения
отдельных элементов реактора 86
2.2.4. Материалы, используемые в конструк¬
ции реактора 88
2.2.5. Основы расчетно-теоретического обосно¬
вания прочности реактора 89
2.2.6. Расчеты на статическую прочность 90
2.2.7. Проверка на длительную статическую
прочность 90
2.2.8. Расчеты динамики и прочности органов
регулирования 91
2.2.9. Расчеты упругих элементов 92
503
2.2.10. Методы и программное обеспечение
расчетов на прочность реакторов 92
2.2.11. Расчеты динамических характеристик
органов регулирования и защиты 96
2.2.12. Методические указания к проведению
расчетов по выбору основных размеров элемен¬
тов конструкции реактора 98
2.3. Твэлы и электрогенерирующие каналы 107
2.3.1. Твэлы 107
2.3.2. Электрогенерирующие каналы 109
2.3.3. Конструкционные материалы для
твэлов и ЭГК 120
2.3.4. Расчеты эмиттера на ползучесть 120
2.3.5. Расчет температурных напряжений
в анодном пакете (коллекторе ЭГК) 127
2.4. Радиационная защита 129
2.4.1. Место радиационной защиты в компоно¬
вочных схемах космических ЯЭУ 130
2.4.2. Требования к конструкции радиацион¬
ной защиты 130
2.4.3. Проектирование радиационной защиты .... 132
2.4.4. Анализ особенностей конструкций ра¬
диационной защиты 1-го поколения 138
2.4.5. Радиационные защиты ЯЭУ 2-го поколе¬
ния 152
2.4.6. Основы расчета на прочность радиацион¬
ной защиты ЯЭУ 159
2.5. Холодильники-излучатели для ЯЭУ с термоэмис¬
сионными преобразователями 166
2.5.1. Особенности холодильников-излучате¬
лей для ЯЭУ с ТЭПами 166
2.5.2. Шарнирно-сильфонные узлы 170
2.5.3. Расчет на прочность коллектора холо¬
дильника-излучателя на тепловых трубах 174
2.6. Агрегаты 177
2.6.1. Электромагнитные насосы 177
2.6.2. Балластные сопротивления 178
2.6.3. Компенсационные баки 180
2.6.4. Генераторы паров цезия 180
2.6.5. Другие агрегаты ЯЭУ 180
Библиографический список 182
3. ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ И КОНСТРУКТИВНО-КОМПО¬
НОВОЧНЫЕ СХЕМЫ ЯЭУ С МАШИННЫМИ ПРЕОБРА¬
ЗОВАТЕЛЯМИ 187
3.1. Принципиальные схемы ЯЭУ с МП 187
3.2. Конструктивно-компоновочные схемы ЯЭУ с МП . . 192
3.2.1. Некоторые особенности узлов защиты
в компоновочных схемах ЯЭУ с МП 200
3.3. Выбор теплоносителей для ЯЭУ с машинным
способом преобразования энергии 206
3.3.1. Реакторный контур 207
3.3.2. Машинный контур 209
3.3.3. Контур холодильника-излучателя 210
3.4. Выбор основных размеров осевой и центростре¬
мительной турбин 211
3.4.1. Определение основных размеров газовой
осевой турбины 212
3.4.2. Определение основных размеров газовой
центростремительной турбины 218
3.5. Конструктивные схемы турбоэлектрогенерато¬
ров 224
3.5.1. Турбогенераторы-компрессоры ЯЭУ 224
3.5.2. Турбины 228
3.6. Конструкция опорных узлов 231
3.7. Холодильники-излучатели для мегаваттных ЯЭУ . . 245
3.7.1. Особенности ХИ для ЯЭУ мегаваттного
класса 245
3.8. Тепловые трубы 249
3.8.1. Принцип работы и устройство тепловых
труб 249
3.8.2. Ограничения на перенос мощности в
тепловой трубе 250
3.8.3. Классификация тепловых труб 251
3.8.4. Выбор размеров тепловой трубы 255
3.8.5. Сведения по тепловым трубам на ртути
и на даутерме 258
505
3.8.6. О расчетах на прочность и устойчивость .... 260
3.9. Межконтурные теплообменные аппараты 260
3.9.1. Кожухотрубные теплообменники 260
3.9.2. Пластинчатые теплообменники 263
3.9.3. Расчеты на прочность элементов ТОА 264
Библиографический список . 269
4. РАСЧЕТЫ НА ПРОЧНОСТЬ МАШИННЫХ ПРЕОБ¬
РАЗОВАТЕЛЕЙ 272
4.1. Прочность дисков газовых турбин 272
4.2. Напряжения в лопатках 282
4.3. Радиальные силы, действующие на ротор турбо¬
машины, и способы их снижения 305
4.4. Понятие о критической угловой скорости рото¬
ров турбомашин 306
Библиографический список 322
5. ЭЛЕКТРОРАКЕТНЫЕ ДВИГАТЕЛИ КОСМИЧЕСКИХ
АППАРАТОВ 323
5.1. Двигатели космических аппаратов 323
5.2. Классификация ЭРД 327
5.3. Расчет основных параметров ЭРД 333
5.4. Конструктивные схемы и описание двигателей . . . 362
5.5. Рекомендации по применению конструкцион¬
ных материалов 396
5.6. Прочность элементов электроракетных
двигателей 398
5.6.1. Расчет пластинчатых электродов ускори¬
тельных систем ЭСД 399
5.6.2. Потеря устойчивости пластинчатого
электрода 413
Библиографический список 417
6. РАДИОИЗОТОПНЫЕ ИСТОЧНИКИ ЭНЕРГИИ ДЛЯ
ПРИМЕНЕНИЯ В КОСМИЧЕСКОМ ПРОСТРАНСТВЕ .... 418
6.1.Особенности изотопных генераторов. Топлива и
топливные соединения 418
6.2. Ампулы и кассеты 421
6.3. Тепловые блоки 427
6.4. Крепление теплового блока в корпусе генератора . . 434
506
6.5. Термобатарея, термоэлементы и полупроводни¬
ковые материалы 436
6.6. Тепловая изоляция и теплопроводы 438
6.7. Корпус генератора 440
6.8. Способы регулирования мощности 441
6.9. Примеры выполненных конструкций 442
6.10. Конструкционные материалы 448
6.11. Расчеты на прочность 449
6.12. Определение размеров ампулы 452
6.13. Заключение 453
Библиографический список 457
7. ОБЩИЕ ПОДХОДЫ К ОБЕСПЕЧЕНИЮ ПРОЧНОСТИ
ЯЭУ ДЛИТЕЛЬНОГО РЕСУРСА 460
7.1. Условия работы элементов ЯЭУ 460
7.2. Прогнозирование механических характеристик . . . 464
7.3. Суммирование поврежденности элементов кон¬
струкции на различных режимах нагружения 467
Библиографический список 468
8. КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ 470
8.1. Особенности материалов космических ЯЭУ
и их применение 470
8.2. Конструкционные материалы энергоустановок
большой мощности 471
8.3. Композиционные и неметаллические материалы
в конструкции ЯЭУ 475
8.4. Механические свойства материалов 477
Библиографический список 500
507
Тем. план
Андреев Павел Владимирович
Демидов Анатолий Семенович
Ежов Николай Иванович
Еремин Андрей Георгиевич
Зинчук Александр Александрович
Кашелкин Владимир Владимирович
Равикович Юрий Александрович
Федоров Михаил Юрьевич
Хартов Сергей Анатольевич
Холобцев Дмитрий Петрович
КОСМИЧЕСКИЕ ЯДЕРНЫЕ ЭНЕРГОУСТАНОВКИ
И ЭЛЕКТРОРАКЕТНЫЕ ДВИГАТЕЛИ.
КОНСТРУКЦИЯ И РАСЧЕТ ДЕТАЛЕЙ
Редактор М.С. Винниченко
Компьютерная верстка Т.С. Евгеньевой
Сдано в набор 27.05.13. Подписано в печать 27.03.14.
Бумага писчая. Формат 70x100 1/16. Печать офсетная.
Уел. печ. л. 41,28. Уч.-изд. л. 31,75. Тираж 500 экз.
Зак. 378/173.
Издательство МАИ
(МАИ), Волоколамское шоссе, д. 4,
Москва, А-80, ГСП-3 125993
Типография Издательства МАИ
(МАИ), Волоколамское шоссе, д. 4,
Москва, А-80, ГСП-3 125993