空间堆氦氙布雷顿循环研究进展

陈伟雄,梁铁波,姜超,廖先伟,钱奕然,唐鑫,严俊杰

(1. 西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,710049,西安;2. 中国核动力研究设计院核反应堆系统设计技术重点实验室,610213,成都)

在空间动力技术领域,稳定、高能量密度、长寿命的空间动力系统是太空开发的研究重点。空间核反应堆利用核裂变能量加热推进工质或通过热电转换系统发电,是未来应用于太空核动力以及星球表面核电源的重要能源系统。空间核反应堆匹配的能量转换系统必须同时保证较高的能量转换效率以及较小的质量和体积,此外还必须满足可靠性、灵活性、长寿命等要求。目前,大功率空间核反应堆一般采用动态能量转换系统,如布雷顿循环和斯特林循环系统,其中布雷顿循环具有效率高、循环结构简单、单位体积发电量高等特点,是满足兆瓦级核电系统的理想热电转换技术[1]。

布雷顿循环的主要工质有超临界二氧化碳(SCO2)、氦气、空气等。SCO2布雷顿循环相较其他工质循环更为高效,在中温热源(400～800℃)区间,其热效率明显高于其他工质循环。空气作为工质的布雷顿循环,其循环效率方面没有明显优势,但空气工质容易获取和补充,因此在可移动微小型核电源领域有较好的应用前景。国内外研究表明,氦气布雷顿循环在高温气冷堆领域有很好的应用前景,使用氦气等惰性气体作为工质具有很好的热力学性能和化学稳定性,并可以最大限度地减少腐蚀问题,适应较高的入口温度,其效率更高。但由于氦气摩尔质量小且难以压缩,需要多级数、大尺寸的叶轮设备以及换热设备,因此,在空间布雷顿循环中,通常将循环工质由纯氦气改为氦氙混合气体。研究发现,当使用特定比例的氦氙混合物作为工质时,其换热性能比氦气高或者与氦气相当,且氦氙混合气体压缩性能好,能减少叶轮级数与换热器数量,对减小系统尺寸有重要意义,因此氦氙混合物适合作为空间核反应堆的循环工质[2]。

氦氙布雷顿循环由于其在空间堆的应用前景较广而引起了广泛关注。从20世纪70年代开始,国外研究者就进行了相关设计和试验工作。小功率空间氦氙布雷顿循环项目主要包括美国BRU计划[3]、BIPS计划[4]、NASA的JIMO计划[5]等,输出功率都是千瓦级,发电效率接近30%。而较为成熟的大功率空间反应堆方案包括2009年俄罗斯提出的兆瓦级核动力飞船项目[6]和美国2003年开展的“普罗米修斯”计划[7],堆芯都采用了气冷堆,而能量转化系统为氦氙闭式布雷顿循环,冷却回路采用钠钾合金作为冷却剂,输出功率分别为1 MW和 200 kW。在试验研究方面,美国开展了10 kW布雷顿涡轮机旋转单元的研究,并建立了2 kW的微型布雷顿涡轮机旋转单元样机,进行了布雷顿循环系统可行性和性能方面的验证。第一套闭式布雷顿循环(CBC)空间功率转换系统 BRU于1968—1976年在里维斯研究中心研制成功,包括相应回热器和热交换器单元,证实了闭式布雷顿循环系统的转换功率在25%以上[8]。表1总结了国外典型空间堆布雷顿循环系统参数。

国内外围绕空间堆氦氙布雷顿循环,主要的研究方向包括氦氙混合工质的物性及流动传热特性、透平与压缩机以及换热器设计、循环的参数分析和优化、循环的动态特性和控制策略等方面。调研发现,目前对于空间堆氦氙布雷顿循环研究进展总结较少,因此,本文对空间堆氦氙布雷顿循环重点研究方向的相关进展进行综述。

1 氦氙布雷顿循环工质特性研究

考虑到氦氙混合工质的特殊性,氦氙布雷顿循环研究需要深入结合工质特性。氦氙混合比例和状态将对工质物性产生影响,主要包括密度、动力黏度、定压比热容以及导热系数等,进而影响氦氙工质的流动换热特性和气动特性,最终影响循环效率。表2给出了氦、氙及氦氙混合物物性参数表。可以看出,氦气的定压比热容和热导率都远大于其他气体工质;纯氙气的分子量很大,但是定压比热容和热导率较小,这使其容易压缩,但其换热性能相较其他工质较差;特定比例的氦氙混合物成为综合性能较好的合理选择。

1.1 氦氙混合工质物性

不同氦氙混合比例将对工质物性产生较大影响,其比例改变会导致混合物摩尔质量变化。相关研究给出了在特定温度和压力下的氦氙混合气体物性随摩尔质量即混合比例的变化规律。Tournier等[13]通过总结相关实验研究结果,采用对应态原理拟合得到了用于计算两种惰性气体混合工质热物性的半经验关联式,该公式可在压力范围0.1～20 MPa、温度范围300～1 400 K时进行较高精度预测。因此得到了广泛应用,后续研究者开发的物性计算程序均是在该半经验公式基础上进行的。杨谢等[14]探究了摩尔质量、压力和温度等参数变化对氦氙混合物的热物性影响规律,结果表明随着混合物摩尔质量增加,定压比热容与比热比缓慢增大,动力黏度呈先增大后平缓下降的趋势,导热系数则单调下降,普朗特数先减小后增大;混合气体动力黏度、导热系数、普朗特数都不随压力发生明显变化;温度升高会使氦氙混合物导热系数及动力黏度增大,但普朗特数变化很小。

Xu等[15]提出并建立了基于维里(Virial)系数的氦氙热物性模型,并与理想气体模型进行比较,阐明氙气体的添加使得氦氙混合工质呈现明显的非理想气体特性;在不同温度和压力条件下,比较了两种模型间氦氙混合工质的物性参数与主要循环参数的偏差,建立了3.0 MW锂冷快堆氦氙循环热力学模型,并分析了非理想气体特性对循环效率的影响规律。结果表明,在摩尔质量大于40 g/mol,或者在较低的温度(<500 K)或较高的压力(>3.0 MPa)下,氦氙混合工质物性参数与理想气体特性有明显的偏差。而在不同压比下,非理想气体模型系统效率比理想气体模型系统效率约低1.5%,表明非理想气体模型使系统的模拟精度提高了约4.91%。

1.2 氦氙混合工质流动及换热特性

现有关于氦氙混合气体流动特性的研究中,主要关注雷诺数、压降和摩擦阻力系数间的变化规律。研究氦氙混合气体的换热性能时,主要关注对流换热系数的变化,该系数由气体的雷诺数和普朗特数共同决定。El-Genk等[16]指出,He和较重的惰性气体,如Kr和Xe,组成二元混合物时,当混合摩尔质量分别小于22 g/mol和40 g/mol时,它们的换热系数均略高于纯氦气,同时还显著降低了叶轮机械的尺寸。Taylor等[17]通过总结实验数据,给出了计算氦氙混合物对流换热努塞尔数的半经验关联式,该公式适用于低普朗特数条件。杨谢等[14]利用该经验公式探究了He-Xe混合工质热物性变化对换热性能的影响,发现对流换热系数最大值对应的氦氙混合工质摩尔质量约为15 g/mol,并且证实在该比例下换热能力比纯氦气好。Leontiev等[18]针对普朗特数较低的氦氙混合物,研究了气体雷诺数和马赫数对流动、传热、传质的积分和局部特性的影响。

Szalmás等[19]基于动力学理论,计算了He-Xe和He-Ar在圆管中的压力驱动流,并给出了整个系统各节点的流量、压力和摩尔分数的计算结果,以及压力和摩尔分数沿通道的代表性分布。李杨柳等[20]等开发了计算反应堆内单个通道采用He-Xe混合工质冷却的分析程序,建立了包含环形流道模型和圆管流道模型的反应堆单通道模型,将计算结果与Fluent计算结果以及试验数据对比,验证了模型程序的准确性。余霖[21]采用STAR-CCM+软件,对普罗米修斯计划的气冷堆环形冷却剂通道进行数值建模,研究了单冷却剂通道和1/6堆芯冷却剂通道内不同比例的氦氙混合气体的流动换热特性,明确了环形、圆形、棒束等不同堆内通道结构条件下,氦氙混合气体的最佳摩尔质量均在15 g/mol附近。

黄笛等[22]通过数值模拟研究氦氙混合比例对堆内通道流动换热特性影响,分析了He-Xe混合工质的混合比例变化对燃料棒间流动的换热性能影响规律,发现当混合工质的摩尔质量在15～20 g/mol范围时,燃料棒间流动的换热效果最好,而当流通面积一定时,通过减小冷却剂流道的直径能提高换热性能。周彪等[23]开发了适用于氦氙气冷空间堆的热工系统分析程序用于计算混合物的热物性及换热性能,并通过与实验值的对比,证明了该程序模拟的准确度较高。此外,一些研究关注于不同结构流动通道对氦氙换热的影响。Huang等[24]的研究结果表明,窄矩形通道的传热性能与圆形通道相差不大,而圆形通道传热性能小于环形通道,并且通道类型的等效直径越小,通道内氦氙混合气体的对流换热系数越大。

通过调研总结国内外学者对氦氙混合工质流动及换热特性研究,得到如表3所示的氦氙混合工质流动换热关联式,并给出了经验关联式的适用范围。

表3 氦氙混合工质流动换热关联式

2 氦氙布雷顿循环关键部件研究

相比于陆基能量转换系统,空间能量转换系统不仅需要考虑转换效率,而且需要考虑系统质量及尺寸等影响设计方案可行性和发射运载成本的重要因素。因此,高效紧凑的叶轮机械以及换热设备是空间堆氦氙布雷顿循环需要关注的重点。

2.1 氦氙叶轮部件研究

氦气的定压比热容和热导率都远大于其他氙气、空气等气体工质,因此在氦气循环中换热器的体积较小。但由于其大比热故难以压缩,需要更大尺寸及更多级数的压气机才能达到与空气相同的压比。氙气的分子量很大,但其定压比热容和热导率较小,这使其容易压缩,换热性能较差且定压比热容较小,因此其所需换热器体积较大。研究表明,特定混合比例的氦氙混合物能较好地兼顾换热性能和可压缩性,从而使压缩机和换热器的尺寸都较小,其中40 g/mol的氦氙混合物研究较多,其对流换热系数与氦气相当,还能够将叶片的气动负荷降低到纯氦气的10%左右,还可以使叶轮机械级数降低从而使动力系统的尺寸、质量相对减小[31];对于空间堆小功率的闭式布雷顿循环系统来说,径流式压气机以及涡轮无疑更具有尺寸和质量优势,而小功率径流式叶轮则需要高转速。

2008年,Gallo等[32]针对空间堆闭式氦氙布雷顿循环系统,对BRU项目中的涡轮与压缩机进行缩放,设计并研究了用于40 g/mol氦氙混合工质的38 kW涡轮机组单元。研究考虑了叶轮机械的各种能量损失和氦氙工质物性变化,发现压缩机压比和多变效率分别为1.6和83.1%,透平压比和多变效率分别为1.51和88.3%。之后,Gallo等[3]又用同样方法对15 g/mol氦氙混合工质的涡轮机组单元进行研究,结果表明在相同发电功率下,采用15 g/mol混合工质可获得较40 g/mol氦氙混合工质更低的流量和更高的循环压力。2009年,El-Genk等[33]针对间接闭式布雷顿循环高温堆,研究了以氦气、氦氙混合气体和氦氮混合气体为工质时,透平入口温度、转速对叶轮设备尺寸、级数的影响规律。结果表明,两种混合物的压缩机和叶轮尺寸明显低于纯氦工质;当转速从3 000 r/min提高至5 400 r/min时,3种工质的压缩机级数减少了40%以上;15 g/mol摩尔质量的氦氮混合工质的叶轮级数高于氦氙混合工质。

国内,刘学峥[34]设计了一种可用于氦氙混合工质的离心式压缩机,并获得了氦氙离心式压气机设计参数选取规律。田志涛等[35]采用一维方法设计了一种适用于摩尔质量为40 g/mol混合氦氙工质的离心式压气机,如图1所示,该压气机单级总压比为2.3,等熵效率为88.7%,流量为1.6 kg/s,喘振裕度为20.4%,并通过数值模拟对压气机内部流场进行分析,得到氦氙离心式压缩机的特性曲线。

图1 He-Xe离心式压气机结构示意图[35]Fig.1 Schematic diagram of He-Xe centrifugal compressor[35]

徐森锫等[36]针对空间核电源系统设计了可用于He-Xe混合物的径流式向心透平,并采用数值模拟研究了透平内部情况。结果表明,所设计的向心透平效率为84.4%,功率为618.3 kW,具有较好的气动性能,并给出了叶顶间隙损失、二次流损失和内部端壁损失的分布结果。后续研究表明,增大出口背压、增大叶顶间隙以及减少叶片数目均会造成透平效率下降[37]。Yuan等[38]采用Chapman-Ebskog动力学理论和相应态理论方法,计算了15.9 g/mol和40 g/mol的氦氙混合工质的输运特性;根据流动相似条件开发了计算相似涡轮边界的程序,使得径向涡轮通道内的流动相似;分析了氦氙混合气体、氩气和空气作为工质的径向涡轮,发现其效率特性曲线相似度较高,而在偏离设计工况点后,氦气和其他流体之间的效率误差则会增加。

Malik等[39-42]以15 g/mol氦氙混合气体作为工质,为300 MW高温气冷堆电站设计了一种两级高负荷轴流式压缩机,压缩机级数仅为纯氦气压缩机的20%,大大缩小了设备尺寸。在后续研究中,利用相似原理对不同分子量的氦氙混合气体的离心式压缩机进行性能分析,结果认为使用40 g/mol的氦氙混合工质是空间堆循环的最佳选择,而15 g/mol的氦氙混合工质更适用于陆地闭式布雷顿循环电厂。

2.2 氦氙换热设备研究

由于太空环境的特殊性,循环废热只能以辐射散热的方式向外排放。因此,冷却器、冷却介质回路和辐射散热器设计也成为了氦氙布雷顿循环的重要研究方向之一。El-Genk等[43]针对高温气冷堆耦合3个氦氙布雷顿循环空间动力系统提出了一种高温水热管辐射散热器设计方案,该设计可以防止冷却系统单点失效。气体冷却器采用NaK-78作为冷却回路介质,另一端连接两个水热管散热器面板。设计的水热管辐射式散热器总散热量为324 kW,总质量约994 kg。Qin等[44]对空间气冷堆氦氙布雷顿循环分别耦合热管散热器和液滴散热器(图2)的循环性能进行对比研究,发现在相同输出功率和进口温度下,液滴辐射散热器的质量仅为热管换热器质量的10%左右,在空间堆动力系统质量方面更具优势。采用液滴辐射散热器,当氦氙循环压缩机压比为2.17时,循环效率可达到36%。

(a)热管散热器

针对高温氦氙回热器的研究中,De Araújo等[45]对小型堆闭式氦氙布雷顿循环的叉流管壳式回热器进行了优化,研究采用CFD方法模拟回热器内部流场,以最小熵产和回热度之间的比值作为性能评价指标,评估了该参数与回热器质量之间的相关性,以确定最优结构。杨夷等[46]研究了温度、回热度以及制造工艺等因素对He-Xe换热器的性能影响规律,发现采用精雕工艺能有效减少换热器质量约17%,并可降低通道压降约30%,且回热器换热性能不会出现明显下降,并提出采用面积比功率因子作为回热器结构及性能的评价指标。马文魁等[47]搭建了空间He-Xe布雷顿循环热力学模型,考虑了回热器换热系数和压力损失的耦合,并研究了循环压比、He-Xe工质混合比例以及温比等关键参数对系统性能及回热度最佳值的影响规律。结果表明,随着循环压比增加,回热度的最佳值呈现先增加后减小的趋势;当He-Xe工质中Xe比例增加时,混合工质的压力损失会快速增大,从而使得回热度最佳值明显减小;而当系统温比增加时,通过减小回热器压力损失会使得回热度最佳值增大。

3 氦氙布雷顿循环性能优化研究

目前,大多数氦氙布雷顿循环都是基于空间堆动力系统应用而开发的,陆基布雷顿循环系统为提高循环效率而采用的增加换热面积,以及采用更复杂的循环构型、耦合底循环系统等方法,在空间氦氙循环中并不适用。现有的氦氙布雷顿循环大多采用简单回热循环构型,追求更加高效紧凑的设备和整体布置,其系统示意图如图3所示。

图3 空间堆氦氙简单回热循环系统示意图 Fig.3 Schematic diagram of a space reactor He-Xe simple regenerative cycle system

El-Genk等[48]研究发现,摩尔质量为15 g/mol的氦氙混合气体的传热系数比纯氦气高7%,且叶轮设备级数仅为纯氦气的24%～30%,然而对于相同的管道和换热器设计,氦氙混合工质的压力损失是纯氦气的3倍。因此在较高的循环压比下,采用氦氙混合工质的电站峰值效率相比纯氦降低了2%左右。在其后续研究中,针对纯氦气、15 g/mol的氦氙和氦氮混合气体,在反应堆出口温度973～1 223 K条件下进行循环性能分析。结果表明,3种工质最大循环效率对应的最佳压比均较低(纯氦气、氦氙为2.6,氦氮为3.2)。在透平进口温度为1 123 K条件下,氦氙、氦氮布雷顿循环效率分别为45.9%和45.8%[49]。

李智等[50]分析了不同成分氦氙混合工质对叶轮机械以及循环整体热力学性能的影响,发现加入氙气降低了循环热力性能、循环效率和比功,当氦气摩尔分数由100%降至64.8%时,循环的最大效率由36.5%下降至19.3%,但氙气的加入能有效降低压气机膨胀功,改善循环气动性能,减少压气机、换热器数量。Liu等[51]采用非支配排序遗传算法(NSGA-Ⅱ)通过优化系统部件的关键参数来最小化系统总质量,并对氦氙布雷顿循环及各个部件设计模块性能进行计算,给出了特定透平进口温度下系统最小质量对应的关键参数最优值,并利用Garson算法对参数进行了敏感性分析。结果表明在1 400 K透平进口温度下,最佳循环效率为16%～28%,最佳压比为1.9～3.0。Romano等[52-53]优化了用于空间堆氦氙布雷顿循环的热管散热器,将冷侧热力模型与布雷顿循环模型耦合可以得到不同循环参数下散热系统的设计方案,同时采用最小比质量(散热器质量和循环功率之比)作为优化目标,最终优化后的气体冷却器的进口温度为513.2 K,确保了动力系统的高效性和紧凑性。

郭凯伦等[54]比较了He、Xe、N2和CO2工质以及这4种工质采用不同混合比例时的物性,并且分析了兆瓦级布雷顿循环核电推进系统(图4所示)采用不同工质时的系统性能,结果表明He-Xe混合工质的换热系数较高,且透平和压缩机的级数较少,比较适合作为空间核动力系统的循环工质。此外,探究了氦氙作为工质时,叶轮效率、压比、进口温度、压损系数等参数对循环效率的影响,结果表明提高叶轮效率、透平进口温度、减小压损有利于效率的提升,存在最佳压比使效率最高。

图4 兆瓦级核电推进系统示意图[54]Fig.4 Schematic diagram of megawatt nuclear power propulsion system[54]

张文文等[55]提出了一种兆瓦级氦氙冷却热管空间堆系统设计方案,如图5所示,所设计反应堆功率为3.2 MW,转换效率为31.8%。热管的堆芯热量通过金属锂热管导出至氦氙混合工质,系统冷端冷却器中热量通过冷却回路进行冷却,冷却回路采用钠钾合金作为工质,将热量传递到钾热管辐射器,并通过辐射方式将热量传递到太空。

图5 热管反应堆核动力系统示意图[55]Fig.5 Schematic diagram of the nuclear power system of a heat pipe reactor [55]

薛冰[8]参考美国淹没次临界反应堆S4设计参数,建立了小型氦氙冷却反应堆系统热力性能分析模型,进行了参数敏感性分析,并以系统效率和质量为目标进行双目标优化计算,得到的优化方案提高了堆芯入口温度和透平内效率,降低了反应堆流量、循环压气机压比和回热度,使得系统热效率提高5.0%,系统质量减少2.5%。胡文桢等[56]通过Fortran语言编写了部件及系统热力模型,研究了小型氦氙冷却反应堆关键参数,发现系统效率和系统质量受回热器回热度的影响对系统性能产生较大影响,回热度越大,系统效率越高,但系统总体积也越大,而压缩机压比较小时会对系统质量影响较大,当压比大于1.52时影响较小。

王佳宾等[57]对一种采用金属燃料的氦氙布雷顿循环耦合固体氧化物燃料电池的联合动力循环系统进行了设计优化研究,利用氦氙布雷顿循环吸收铝水反应释放的大量热量,系统输出功率设计为100 kW。通过参数分析及遗传算法优化,系统总效率可达到42.55%,效率达到49.04%。刘维新等[58]建立了空间堆氦氙布雷顿循环系统的各部件模型及系统整体分析模型,采用质量比功率作为系统的性能评价指标,并研究了压比、循环最低温度和循环最高温度等关键参数对系统评价指标的影响规律,结果表明,当压缩机压比和循环最低温度变化时,存在一个最佳值使得系统质量比功率指标最小,压气机进口温度最优值为416～508 K,压比最优值为2.4～3.1,而提高循环最高温度能使得发电效率增加,并使系统质量减小。Ma等[59]针对空间氦氙布雷顿循环研究了4种不同的轴承和发电机支路引流冷却方案,分析了循环引气对关键部件和循环性能的影响,并在回热器温度夹点限制下对4种冷却方案进行了优化对比,结果表明,冷却气体回收轴承和发电机热损失后汇入透平进口的冷却方案效率最高。

4 氦氙布雷顿循环动态特性与控制策略研究

El-Genk等[60]建立了用于能量转换的多布雷顿循环回路的S4空间堆动力系统的动态仿真模型,并对瞬态启动过程进行演示。当采用40 g/mol的氦氙混合气体为工质,在功率为471 kW、转速为45 000 r/min和循环温度为1 149 K/400 K条件下,全功率运行的瞬态启动的最终系统输出功率为130.8 kW,循环效率为27.8%。在其后续研究中,在反应堆系统瞬态运行和启动工况的程序基础上添加了布雷顿循环系统模块与PID控制器,建立了一个由气冷堆和3个独立的闭式布雷顿循环组成的电力系统动态仿真模型,并用该程序对淹没次临界反应堆S4进行模拟,得到了反应堆稳态运行时的反应堆启动时间、循环效率、输出功率、压缩机和透平的热力参数等[61]。

国内,李智[62]进行了空间堆He-Xe布雷顿循环系统在变负荷条件下的动态特性及调控策略研究,其采用了3种调控策略:系统填充量控制、旁通调节及变转速控制。结果表明,变负荷条件下,充装量调节和分流率调节可维持系统转速不变;填充量控制能使循环效率维持较高,而旁通调节虽然可以实现快速变负荷,但其变负荷调节范围较窄;变转速控制原理是通过改变压缩机转速的使系统偏离设计点,从而降低系统输出功率。在事故工况下,由于系统甩负荷转速会快速增加,可采用旁通调节快速降低输出功率,以达到应急处理,从而使系统转速快速下降至安全范围。Ma等[63]建立了空间核动力系统多布雷顿循环的热工水力模型,针对具有双布雷顿循环回路系统,提出了同时启动和顺序启动两种方案,并对它们的性能进行比较。结果表明,在初始启动阶段,需要外部动力源提供动力来驱动轴的转动;采用同时启动方案系统稳定且耗时少,但所需外部驱动功率大;采用顺序启动方案所需驱动功率小,但布雷顿循环之间的耦合效应会导致气体流量和功率的波动,系统稳定性变差。

侯捷名[2]使用RELAP5程序建立了100 kW空间锂冷快堆氦氙布雷顿循环控制系统和保护系统,并对整个系统变工况运行、空间堆临界安全以及事故工况瞬态过程进行了模拟,重点研究了系统失流事故、反应性引入、热阱丧失等事故工况下系统的安全性能。Zhang等[64]针对兆瓦级空间热管堆氦氙布雷顿循环,建立了包括反应堆、叶轮机械、换热设备、管道等在内的所有部件的动态模型,开发了系统瞬态分析程序,对该系统的安全特性进行了分析。此外,也对单回路布雷顿循环机械故障和反应性插入事故下系统的瞬态响应进行了研究。Wang等[65]在该系统瞬态分析程序基础上,研究了气冷堆耦合布雷顿循环系统在不同运行条件下的安全特性,结果表明高温气冷堆启动过程需4 h,在全功率运行下燃料最高温度低于熔点温度且有足够的安全裕度;当紧急情况下关闭高温气冷堆时,可以通过堆芯的热传导和辐射传热来去除反应堆的余热,表明所设计的高温气冷堆由于其负反应特性和被动安全特性而具有较好的固有安全性。

辛杰等[66]基于Simulink平台开展400 kW级空间核堆氦氙布雷顿循环系统一维分析,研究了系统稳态运行、反应堆功率快速增加、阶跃及持续引入反应性等不同动态热力过程下的系统动态特性。薛翔等[67]参考JIMO 100 kW动力系统搭建了闭式He-Xe循环系统的动态计算模型,研究了不同系统初始压力时,核心机转速快速增加对系统参数及性能的影响规律。结果表明,在调节核心机的转速并改变反应堆加热功率的控制方式下,该动态过程中系统参数能一直保持在稳定运行区间,这表明采用准确的转速控制是核心机的主要控制策略。王浩明等[68]参考普罗米修斯计划中的系统参数,获得了包括组件特性、管道布局的氦氙布雷顿循环系统动态仿真模型,探究了系统采用旁通阀控制时阀门的开度及响应时间对系统主要热力参数及性能的影响规律。研究表明,采用旁通阀控制时,阀门开启会使得透平转速快速下降,进而使系统输出功率快速降低,其中功率出现了超调现象,而通过增加系统的容积能够降低采用旁通阀调节的敏感度。

总结现有氦氙布雷顿循环动态特性与控制策略研究可以发现,目前主要通过建立特定系统的动态仿真模型或程序开展针对动态特性的研究,包括反应堆及各部件动态模型,研究的典型动态过程主要包括系统瞬态启动、变负荷工况以及事故工况等。针对氦氙布雷顿循环变工况控制策略研究中,主要的控制方式包括充装量调节、旁通阀调节和变转速调节3种。充装量调节通过外部储罐改变循环工质填充量以实现变工况,这种控制方式可以保持较高的循环效率,但变负荷速率较慢;旁通阀调节通过改变流经透平的工质流量来实现变负荷,变负荷速率快但调节范围较窄,适合在事故工况下使用;变转速调节通过转速的变化使系统偏离额定工作点,降低循环输出功,从而实现精确调节,但其适用于透平和压缩机分轴布置的情形。后续研究有待开展耦合反应堆和动力系统的氦氙布雷顿循环全局动态特性研究,包括启停堆/机、变负荷运行、反应堆临界安全、事故工况等动态过程,并据此提出容量控制、旁路控制、转速控制等多方式有机结合的动态调控策略,建立灵活、可靠的控制系统与保护系统,以达到安全、快速、灵活的调节目标,从而提升氦氙布雷顿循环的全工况适应性和系统安全性。

5 结论与展望

随着深空探索技术飞速发展,氦氙布雷顿循环的应用场景不断拓展,把握氦氙布雷顿循环的研究进展及未来发展趋势,对推动空间能量转换技术的进步具有重要意义。本文在深入调研空间堆氦氙布雷顿循环的发展历史和国内外研究进展的基础上,对其关键技术问题和重点研究方向的相关进展进行了综述,所获主要结论及未来展望如下。

(1)对于氦氙混合物工质特性研究,目前重点关注40 g/mol和15 g/mol这两个特定摩尔质量浓度的混合工质,前者可以改善压缩性能,减小压缩机尺寸和级数,降低系统总质量,更适合作为空间布雷顿工质,后者能够达到更大对流换热系数。在后续研究中,建立适用于温度、压力和混合比例大范围变化下氦氙混合气体的高精度物性及流动传热模型,确定适用于不同功率等级和工作场景的氦氙工质最佳混合比例,是深入开展氦氙布雷顿循环研究的重要方向。

(2)对于氦氙布雷顿循环关键部件研究,目前叶轮部件主要针对特定应用场景进行了相关研究设计工作,且大多数为小功率径流式叶轮设计,也有对冷却器、回热器、散热器等换热设备的研究设计。未来应围绕不同氦氙布雷顿循环功率、转速和运行条件,形成一系列成熟的高性能压缩机和透平设计方案,并开展相应试验研究,针对换热设备开展高性能紧凑式换热器研究。

(3)对于氦氙布雷顿循环性能提升,目前大多采用简单回热循环构型,追求更加高效、紧凑的设备和整体布置,研究温度、压比、回热度等参数对系统的影响,并采用效率、比功率等指标来进行评价。但综合考虑冷源条件、循环压力和功率等变化对循环性能和整体尺寸的影响目前较少,有待开展全功率等级、全工况的氦氙布雷顿循环多目标、多参数优化设计和评估工作。

(4)对于氦氙布雷顿循环动态特性及控制策略研究,目前一些研究者针对特定系统建立了系统动态仿真模型,并对系统瞬态启动、部分负荷工况以及事故工况等动态过程进行了研究。后续研究有待开展耦合反应堆和冷却系统的氦氙布雷顿循环全局动态特性研究,提出安全、灵活、高效的动态调控策略,以提升氦氙布雷顿循环的全工况适应性和系统安全性。