核电推进用100 kWe级反应堆电源方案研究

高 剑，解家春,*，周 成，李杨柳

(1.中国原子能科学研究院，北京 102413；2.北京控制技术研究所，北京 100190)

核电推进(NEP)是将反应堆热能转化为电能(即空间反应堆电源的电能)再转化为推进剂定向动能的装置。一个典型核电推进系统的关键部件包括空间反应堆电源系统、功率管理与配电系统以及电推进系统。核电推进作为一种先进推进技术，与化学推进相比具有比冲高、寿命长等优势，可以满足航天任务对更高比冲、更长寿命的推进系统的需求，因而成为空间推进领域发展和应用最为驯熟的技术方向[1]。核电推进相较于核热推进(NTP)和双模式推进(BN-TEP)具有比冲高(缺点推力小)、技术成熟等优点，能大大降低长期探测任务所需推进剂的质量，适合用于深空和载人探测任务。

随着航空航天领域对能源需求的不断扩大，核能的空间应用迎来了新的发展高潮[2]。核电推进预计将在深空探索领域打开新的大门[3]。人类探测太空的能力主要受空间推进技术的限制[4]，核推进系统具有推力较大、寿命长、比冲高、不受环境限制等优点，将成为未来空间探索和星际航行任务的优选动力系统[5]。国际上，核电推进系统的研究主要集中在欧盟的MEGAHIT工程、俄罗斯的兆瓦级核动力航天器项目、美国NASA-GRC小组正在研发的MWe级核电推进系统，欧盟DiPoP项目重点开发200～300 kWe的核电推进系统，美国NASA-GRC小组进行了30 kWe核电推进系统可行性方面的研究。

我国在空间核电推进领域已完成100 kWe级磁等离子体动力推力器(MPDT)原理样机研制和性能点火实验，最大点火功率为114 kWe，推力为3 N，最高比冲为5 360 s，效率为69%[6]。针对核电推进技术应用需求，本文参考国外FSP[7]和SP100[8]等类似空间核电源的设计，开展100 kWe级核电推进反应堆电源系统方案研究，以期为我国深空探测以及载人航天的跨越式发展奠定坚实基础。

1 总体方案

核电推进反应堆电源结构示意图如图1所示，具有工作温度高、转换效率高、可靠性高、尺寸小、结构紧凑等特点。电源系统主要由反应堆堆芯、阴影屏蔽、热传输系统、热排放系统、热电转换系统等组成。其中，反应堆采用液态金属锂作为冷却剂的快中子堆，热电转换系统采用闭式布雷顿循环发电机，热排放系统采用热管式辐射器。方案选型和材料选择上进行过充分论证，适合我国国情并且充分考虑可实现性，安全与可靠性高，研发成本和周期可接受。

图1 核电推进反应堆电源系统结构示意图Fig.1 Structural diagram of NEP reactor power system

核电推进反应堆部分主要由反应堆堆芯、反应性控制系统、阴影屏蔽体等构成。反应堆堆芯包括堆芯容器、燃料元件、上下栅板、堆内构件、反射层等。核电推进反应堆电源的反应性控制方式采用位于反射层内的控制转鼓系统。阴影屏蔽由轻屏蔽体和重屏蔽体组成，轻屏蔽体为氢化锂和碳化硼，重屏蔽体为钨。

热传输系统主要由锂冷却剂、电磁泵、体积补偿器、气体收集器和流体管路等组成。热排放系统(辐射器)主要由集流环、热管、翅片、支撑结构等组成，可采用固定式辐射器(辐射器面积大但结构简单)或折叠式辐射器(辐射器面积小但结构复杂)。

热电转换系统主要由热交换器、涡轮机、压气机、回热器、冷却器、辅热交换器以及涡轮发电机组成。热电转换系统内工质流量为3.785 kg/s，工质为氦氙混合气体，其平均摩尔质量为40 g/mol。压气机绝热效率为85%，出口压力为1 999 kPa，增压比为2.05；涡轮机绝热效率为90%，出口压力为1 028 kPa，落压比为1.9；发电机效率为94%，转速为45 000 r/min。热电转换系统总体参数列于表1。

表1 热电转换系统总体参数Table 1 General parameter of thermal-electric conversion system

核电推进反应堆电源系统技术方案如图2所示。正常运行时，通过控制阀门开闭，使两个布雷顿电机以及与其相连的两个热排放系统是相互独立的系统，两个布雷顿电机分别运行在50%满功率状态(降低涡轮转速来实现)，输出电功率为125 kWe，输出电压为400 V，输出频率为1.0 kHz。当1组布雷顿电机失效时，通过控制阀门开闭，将失效电机的热排放系统切换到另一台布雷顿电机，并使这台布雷顿电机100%满功率工作，此时系统的输出电功率仍为125 kWe，输出电压为600 V，输出频率为1.5 kHz。

图2 核电推进反应堆电源系统技术方案原理Fig.2 Scheme diagram of NEP reactor power system

100 kWe级核电推进反应堆电源系统(不包括航天器和推进系统)总质量为4.1 t，发射时航天器总长度为7.2 m、最大直径为4 m，屏蔽体的最大锥角为17°，航天器展开后长度为24 m。核动力航天器尺寸示意图如图3所示，设计指标满足长征五号火箭发射质量和包络尺寸要求。核电推进反应堆电源系统的总体设计参数列于表2。

图3 核动力航天器尺寸示意图Fig.3 Dimension scheme of nuclear power spacecraft

表2 核电推进反应堆电源系统总体设计参数Table 2 Overall design parameter of NEP reactor power system

续表2

2 方案分析

电源方案分析主要针对反应堆的物理、屏蔽、热工、安全计算展开。物理及屏蔽计算采用MCNP程序，数据库采用ENDF/B-Ⅶ.1，同时在计算时以NJOY软件为工具，制作可供MCNP使用的高温截面库；热工及安全计算采用CFD方法。除简化了一些体积小、形状复杂且对反应堆中子物理特性或热工特性影响很小的结构外，其计算模型是依据设计参数的精确描述。

2.1 堆芯描述

反应堆堆芯活性区为正六边形结构，堆芯由87根燃料元件、4根氧化钆安全棒、谱移吸收体(SSA)结构材料以及锂冷却剂组成。核燃料为二氧化铀燃料，235U富集度为90%。堆芯筒体材料为钼铼合金(Mo14Re)，反射层的材料为BeO，6个转鼓布置在反射层内，转鼓中的中子吸收体材料为碳化硼，其中10B的富集度为90%，反射层外筒体为ODS不锈钢材料。反应堆堆芯截面如图4所示。

图4 反应堆堆芯截面图Fig.4 Section view of reactor core

反应堆冷却剂管道采用四进四出布置(4个出口管道出堆芯之后分为两组，正常运行时相互独立，事故工况下能相互切换)，堆内4根氧化钆安全棒在各种运行工况和事故工况下都位于堆内，不参与反应堆正常运行时的反应性控制，反应堆运行时反应性调节全部由控制转鼓完成。核电推进反应堆堆芯参数列于表3。

表3 堆芯参数Table 3 Core parameter

2.2 反应性计算

表4列出反应堆在各种工况下的反应性及反应性效应计算、卡棒卡鼓时的反应堆计算及掉落事故(指反应堆发射失败掉落环境中水或沙时可能发生意外超临界)时的反应性计算。

表4 反应性计算Table 4 Reactivity calculation

由表4可看出，温度-功率反应性系数为-1.08 Δk/k/%，燃耗反应性系数为-1.98 Δk/k/%，空泡系数为-0.12 Δk/k/%。反应性计算结果表明，反应堆留有的剩余反应性足够，停堆深度也足够深，温度-功率反应性系数和冷却剂空泡系数均为负数，反应堆固有安全性好。反应堆在卡住1组价值最大的安全棒或转鼓时，keff均低于0.99的限值，满足卡棒准则。

核电推进反应堆采用快中子堆型，设计时必须考虑掉落事故时的临界安全(反应堆在任何掉落事故工况下的keff<0.98限值)问题。

如图5所示，正常工况下堆内绝大部分中子能量大于0.1 MeV，中子能谱较硬，而掉落事故工况下，假设反应堆堆内进水堆外也被水或沙包覆，使得反应堆内中子被慢化，中子能谱明显软化，中能中子份额出现了较明显的增加，反应堆引入较大的正反应性。为防止反应堆在掉落事故中发生意外超临界，设计时堆内结构材料及安全棒材料使用谱移吸收体材料(钼铼合金、氧化钆)，这种材料快中子吸收截面小，对中能中子共振吸收的截面大，堆内使用合理布置能很好地控制掉落事故反应性。

图5 中子能谱Fig.5 Neutron energy spectrum

通过分析假想了15种可能的反应堆严重掉落事故，计算得出核电推进反应堆最严重的掉落事故工况为裸堆(反射层摔掉，堆内进水)掉入湿沙中，计算得出此工况keff=0.966 87，小于0.98限值，满足掉落事故临界安全设计要求。

燃耗计算时把整个寿期分为9个燃耗步长，每个步长对应的时间间隔分别是20、50、80、100、200、400、800、1 000、1 000 d。表5列出燃耗计算结果。

表5 燃耗计算结果Table 5 Calculation result of burnup

由表5可看出，反应堆寿期末剩余反应性为1.005 37，大于1.005的限值，满足10 a寿期要求且有一定的裕度。随着反应堆运行时间的增加，燃耗不断加深，满功率运行10 a后的燃耗深度为25.72 GW·d/tU(低于压水堆核电站核燃料的燃耗深度)。随运行时间的增加堆内燃料不断消耗，为保持反应堆热功率不变，堆内中子通量密度不断增大。

2.3 功率分布及屏蔽计算

通过计算得出反应堆径向功率峰因子为1.05，轴向功率峰因子为1.20，可以看出核电推进反应堆相较于压水堆核电站，其径向和轴向的功率分布较为平缓，功率输出能力好。核电推进反应堆全堆相对功率分布如图6所示。由图6可看出，反应堆最外圈燃料元件的相对功率高于内圈，主要是因为外圈燃料元件靠近氧化铍反射层，该材料既是很好的中子反射材料也是很好的中子慢化材料，通过反射层反射回来的中子同时也被慢化，这部分慢化中子主要被外圈燃料吸收，而慢化中子与核燃料发生裂变反应的截面更大。

图6 全堆相对功率分布Fig.6 Relative power distribution of whole reactor

通常情况下，反应堆运行时产生的放射性射线主要有中子和γ。对于中子通常采用原子序数小的材料来屏蔽，如LiH、水等；对于γ射线，在介质中的衰减主要依赖于其直接与原子核发生反应，因此在高密度材料中的衰减更快，通常反应堆屏蔽γ射线主要采用贫铀、钨、铅、含硼不锈钢等重金属。考虑到太空环境的特殊性，屏蔽方案设计时采用碳化硼、LiH、钨等作为屏蔽材料。

屏蔽体建模图如图7所示。屏蔽体采用异形设计，这有利于降低屏蔽体总质量。屏蔽体设计时，采用轻重材料及中子吸收材料分多层布置的屏蔽效果较好。在屏蔽优化计算时，发现本方案轻重材料及中子吸收材料分3层布置屏蔽效果最佳、屏蔽体质量最轻。优化后的屏蔽计算结果列于表6。

图7 屏蔽体建模图Fig.7 Modeling diagram of shielding

表6 屏蔽计算结果Table 6 Shielding calculation result

由表6计算结果可见，屏蔽计算结果均低于设计限值，满足屏蔽设计要求。

2.4 热工计算

热工设计要求为：1) 在正常运行工况和失流事故工况下，燃料芯块中心最高温度、包壳最高温度均低于融化温度，冷却剂最高温度低于沸点；2) 在寿期10 a条件下，保证反应堆热功率为532 kWt；3) 热电转换效率大于24%。

失流事故工况下，反应堆停堆后的衰变热仅靠反应堆自身辐射散热。停堆后反应堆衰变产生的最大热功率为反应堆额定总热功率的6%，失流事故工况计算时假设衰变功率维持最大功率不变。通过对全堆芯进行CFD建模计算，计算正常运行工况和失流事故工况下温度场分布，如图8、9所示。表7列出正常运行工况和失流事故工况的CFD温度场计算结果。

图8 正常运行工况温度场分布Fig.8 Temperature field distribution under normal operation condition

图9 失流事故工况温度场分布Fig.9 Temperature field distribution under loss of flow accident condition

表7计算结果表明，正常运行和失流事故工况下，核电推进反应堆的冷却剂、燃料和包壳最高温度均低于各自限值，满足热工设计要求。

表7 温度场计算结果Table 7 Calculation result of temperature field

对于热电转换系统，涡轮机进口温度是影响系统性能的关键参数。根据系统的性能指标及国内材料研发现状综合考虑，涡轮机入口温度选用1 150 K，在该温度下，可以采用镍基合金作为高温段部件材料。国外类似研究成果表明，随着压气机入口温度的提高，由于平均辐射温度提高，从而使得所需辐射面积减小；但同时循环效率降低，导致所需反应堆功率增加；热电转换系统的质量则是先减小后增大，在压气机入口温度为410 K左右时达极小值[9]。因而该方案的压气机入口温度选为410 K。

根据热电转换系统设计方案得出热源热交换器、回热器、气体冷却器热工计算结果列于表8。

表8 转换系统主要分部件热工参数Table 8 Thermal-hydraulic parameter of main component of conversion system

热电转换系统热交换器获得的总热功率为509 kWt，在满足涡轮发电机输出125 kWe电功率情况下，通过计算得出热电转换系统的交换器、回热器、冷却器的最终压降均小于允许压降，且热电转换效率大于24%，满足热工设计要求。

3 结论

本文结合国际上类似空间堆设计及大功率布雷顿电机研发进展，提出了一种用于核电推进的100 kWe级反应堆系统方案，并从物理、屏蔽、热工、安全及结构等方面对系统进行了初步设计、计算分析及优化。研究结果表明，该核电源系统方案合理可行，满足相关设计指标要求，系统尺寸和质量满足长征五号火箭最大包络尺寸和发射质量的要求，可为将来核电推进电源系统工程化设计提供技术支撑。