基于241AmO2驱动放射性同位素温差发电器在月球表面输出性能模拟计算

何 虎，罗志福，武伟名，于 雪

(中国原子能科学研究院 同位素研究所，北京 102413)

放射性同位素温差发电器(radioisotope thermoelectric generator, RTG)是将放射性同位素衰变能转换成电能的能源系统，由放射性同位素热源和热电转换系统构成。放射性同位素衰变产生热能，一部分热能通过热电转换系统由赛贝克效应产生电能。RTG寿命长、可靠性高、受环境影响小，广泛应用于空间探索领域，尤其是在深空，RTG几乎是唯一能源。美国迄今为止在空间探索任务中总计使用了38台238Pu同位素RTG[1]，其下一步空间任务将继续使用RTG。目前，美国使用的RTG采用模块化热源(GPHS)，以238PuO2陶瓷作为燃料。238Pu半衰期适中，238PuO2功率密度高、熔点高、安全性好，但是238PuO2生产工艺复杂、周期长、产量少，不能完全满足RTG对238Pu的需求，限制了RTG在空间任务中的使用。因此有必要寻找238PuO2的替代物。空间热源燃料要求使用期限长、屏蔽简单、经济易得、熔点高，以及比功率足够高等。根据这一原则，241Am是比较合适的同位素。241AmO2氧化物陶瓷熔点高、强度高、化学性质稳定，具有与238PuO2相近的物性，是最有可能的燃料形式。相比于238Pu，241Am半衰期更长，RTG任务初期和末期的输出功率差异小；241Am中子发射率低，同样热功率情况下241AmO2中子剂量率约为238PuO2的47%；241Am大量存在于反应堆乏燃料后处理高放废液以及长期存放的钚中[2-3]。一座年处理1 000 t的核燃料后处理厂，预计每年能生产约47 kg241Am[4]。基于以上优点，欧洲太空局正在进行200 W级241AmO2-RTG研究[5]。

月球是距地球最近的天体，是人类开展深空探索的首选。太阳能电池和蓄电池等传统电源方案无法满足月夜期间探测器的能源需求。而温差发电器不受月夜影响，适合月球探索任务。本研究拟通过设计GPHS结构的瓦级241AmO2-RTG，计算其在月球表面昼夜环境下电功率输出性能，以评价241Am在RTG中应用的可行性。

1 241AmO2-RTG结构设计

241AmO2-RTG设计结构示于图1。热源采用模块化热源(GPHS)结构，装载一个241AmO2-GPHS，燃料芯块为241AmO2陶瓷芯块，密度为理论密度的85%。每个GPHS装载4个241AmO2陶瓷芯块。根据241AmO2质量比功率0.094 W·g-1，可算出241AmO2芯块热功率和GPHS总功率。241AmO2-GPHS热功率数据列于表1。

图1 241AmO2-RTG结构Fig.1 The structure of the 241AmO2-RTG

241AmO2芯块尺寸/mm241AmO2芯块质量/g241AmO2芯块热功率/W芯块数量模块热源热功率/WФ28,H2815214.28457.2

放射性同位素温差发电器(RTG)自内而外由GPHS、集热器、热电器件、保温块体、冷端导热板、冷端均热圈以及电池外壳构成。热电器件采用CoSb体系。器件由热端导热板、热端电极、P型和N型单偶、冷端电极、冷端导热柱以及压紧弹簧构成。热电器件采用径向排布，呈辐射状排列在集热器的四个侧面，器件之间串联。各部件材料列于表2。

表2 241AmO2-RTG部件组成及材料Table 2 The component and material of 241AmO2-RTG

2 温差发电器输出性能计算

2.1 原理

温差发电原理示于图2。热量从器件热端流过，通过赛贝克效应，P型和N型单偶的冷端和热端产生电势，将P型和N型连接起来，回路中就会产生电流做功。

图2 温差发电原理Fig.2 The principle of the thermoelectric generation

温差发电器热电转换性能参数主要包括输出功率Pe和热电转换效率η。热电转换效率定义为：

η=Pe/QRHU

(1)

式中：QRHU为热源功率，W。

发电器输出功率Pe为：

Pe=I2RL

(2)

式中：RL为负载电阻值，Ω；I为电流，A。

器件热端从热源吸收的热量Qh是帕尔贴热、传导热、汤姆逊热和焦耳热的总和，即：

(3)

(4)

式中：α为材料赛贝克系数，V·K-1；ρ为材料电阻率，Ω·m-1；k为材料热导率，W·m-1·K-1。

2.2 模拟计算

图3 计算物理模型Fig.3 The physical model of calculation

采用有限元软件ANSYS Thermal-Electric组件模块计算RTG的输出性能。由于模型对称，取1/2进行计算。采用实体设计软件CAXA建立实体物理模型(图3)，再将物理模型导入ANSYS Thermal-Electric。采用六面体单元划分网格，共有678 970个节点，172 545个单元(图4)。

图4 计算模型有限元网格Fig.4 The finite of calculation model

模拟计算时，各材料相关数据列于表3，CoSb热电材料的ZT值示于图5。

由于月球没有大气，因此只考虑辐射。RTG表面阳极氧化发黑，表面发射率为0.8。热电单偶与冷热端电极之间接触电阻取200 μΩ·cm2。月球表面温度在月昼时可到127 ℃，月夜时则低至-183 ℃[6]。计算时分别将材料参数数据赋值予相应部件，给源芯施加热功率密度数据，将月球表面最高温度和最低温度作为边界条件施加到RTG外壳表面。忽略导线传热。计算127 ℃与-183 ℃工况下温度分布和电输出特性。

表3 材料参数值Table 3 The value of the materials

图5 热电材料ZT值Fig.5 The value of ZT of the thermoelectric materials

3 计算结果

3.1 模拟计算

127 ℃与-183 ℃工况下输出功率和输出电压随负载电流的变化示于图6。由图6结果可见，127 ℃工况下，最大输出功率约2 W，此时输出电流约2.7 A，输出电压约0.74 V；-183 ℃工况下，最大输出功率约1.99 W，输出电流约3.3 A，输出电压约0.60 V。

转换效率与RTG部件温度随负载电流变化示于图7。由图7结果可见，127 ℃工况下最大转换效率为3.5%，-183 ℃工况下最大转换效率3.48%。两种工况下热端温度、冷端温度和包壳温度均随负载电流增加而降低。

a——127 ℃；b——-183 ℃图6 输出电压和输出功率随负载电流变化曲线a——127 ℃；b——-183 ℃Fig.6 Thevariation of the voltage and power output with the load current

a——127 ℃；b——-183 ℃图7 转换效率和部件温度随输出电流变化曲线a——127 ℃；b——-183 ℃Fig.7 The variation of converting efficiency and component temperature with the load current

冷端和热端温差随负载电流变化曲线示于图8。由图8结果可见，两种工况下，冷热端温差均随负载电流增加而降低。同样输出电流下，-183 ℃工况温差大于127 ℃工况温差。

图8 冷热端温差随负载电流变化曲线Fig.8 The variation of temperature difference between the cold side and the hot side with the load current

RTG输出功率最大时，RTG温度分布示于图9、器件温度分布示于图10，以及1/2模型器件电势分布示于图11。127 ℃工况下，输出功率最大时RTG包壳最高温度约628 ℃，表面温度约161 ℃，转换器件热端温度约522 ℃，冷端温度约168 ℃，1/2电路电压约0.37 V；-183 ℃工况下，输出功率最大时RTG包壳最高温度约474 ℃，表面温度约-17 ℃，转换器件热端温度约367 ℃，冷端温度约-9 ℃，1/2电路电压约0.30 V。

两种工况下最大输出功率，以及对应的热端温度、冷端温度和温差列于表4。

a——127 ℃；b——-183 ℃图9 输出功率最大时温差发电器温度场a——127 ℃；b——-183 ℃Fig.9 The temperature distribution of the RTG at the max output

a——127 ℃；b——-183 ℃图10 输出功率最大时器件温度场a——127 ℃；b——-183 ℃Fig.10 The temperature distribution of the TE at the max output

a——127 ℃；b——-183 ℃图11 输出功率最大时器件电势分布a——127 ℃；b——-183 ℃Fig.11 The voltage distribution of the TE at the max output

工况Pemax/WηmaxI/ATh/℃Tc/℃ΔT/℃127 ℃2.003.50%2.7522168354-183 ℃1.993.48%3.3367-9376

127 ℃环境下，温差发电器的最大输出功率为2.0 W，最大转换效率为3.5%，此时器件冷热端温差为354 ℃；-183 ℃环境下，温差发电器最大输出功率为1.99 W，最大转换效率为3.48%，此时器件冷热端温差为376 ℃。两种工况下最大输出功率基本相等。

127 ℃工况最大输出功率时负载电流为2.7 A，而-183 ℃工况最大输出功率对应负载电流为3.3 A。高温工况冷热端温差低于低温工况冷热端温差，但是输出功率略高于低温工况。原因是随着温度上升，热电材料的赛贝克系数增加，输出电压增加，有利于输出功率提高。而材料电阻率则随温度升高而增加，高温工况的内阻大于低温工况，因此高温工况最大输出功率时负载电流低于低温工况。

由计算结果可见，由于热电材料的帕尔贴效应，随负载电流增加，器件热端温度降低，冷端温度升高，器件冷热端温差降低，输出电压也随之降低。

3.2 对比分析

设计的241AmO2-RTG与欧洲太空局设计的200 W级热源241AmO2-RTG以及韩国原子能研究所设计的120 W热源238Pu-RTG对比列于表5[5,7]。欧洲太空局采用Bi2Te3热电转换体系，其最大输出功率为8.1 W，转换效率约4.0%。本文设计的241AmO2-RTG热源功率约57.2 W，采用中温体系CoSb型热电材料，具有更优的热电性能，在热源功率只有欧洲太空局热源28.6%，集热功率密度只有其77%的情况下，转换效率相当于欧洲太空局RTG转换效率的87.5%。韩国原子能研究所设计的120 W热源238PuO2-RTG，其输出功率最大约4.2 W，转换效率3.5%。由于韩国原子能研究所采用端面结构热电转换设计，只有端面的热流被利用，热效率较低，虽然其热源热功率和功率密度显著大于本文设计，但转换效率与本文设计RTG相当。

表5 设计RTG与欧空局和韩国原子能研究所RTG对比[5,7]Table 5 The comparison between the RTG designed by this article and the RTG of ESA and KAERI[5,7]

4 结论

设计了单模块241AmO2-RTG，采用ANSYS有限元软件计算其在-183 ℃和127 ℃工况下的输出性能和温度分布，两种工况下最大输出功率和最大转换效率基本相等，分别约为2 W和3.5%。241AmO2-RTG在月昼高温和月夜低温均有一定输出功率，对月球表面温度适应性良好。与欧洲太空局200 W级热源241AmO2-RTG和韩国原子能研究所120 W级热源238PuO2-RTG相比，转换效率相当。241AmO2-RTG方案可行。