Uploaded by Khariton Kostyurin

Космические и наземные ЯЭУ прямого преобразования энергии

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ
ФЕДЕРАЦИИ
Национальный исследовательский ядерный университет
«МИФИ»
В.И. Ярыгин, В.А. Ружников, В.В. Синявский
КОСМИЧЕСКИЕ И НАЗЕМНЫЕ ЯДЕРНЫЕ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ УСТАНОВКИ ПРЯМОГО
ПРЕОБРАЗОВАНИЯ ЭНЕРГИИ
Рекомендовано редакционно-издательским советом
ИАТЭ НИЯУ МИФИ в качестве учебника
для студентов высших учебных заведений
Москва 2014
УДК 621.311:621.039
Ярыгин В.И., Ружников В.А., Синявский В.В. Космические и
наземные ядерные энергетические установки прямого преобразования
энергии. Учебник по курсу «Перспективные методы получения и преобразования энергии». – М: НИЯУ МИФИ, 2014. – 392 с.
В учебнике изложены основные способы прямого преобразования тепловой энергии в электрическую, используемые в космических ЯЭУ, –
термоэлектрический и термоэмиссионный. На этой основе рассмотрены основные типы космических ЯЭУ прямого преобразования энергии, начиная с установок первого поколения SNAP-10A, «Бук», «Топаз», «Енисей» и заканчивая самыми современными проектами ядерных энергодвигательных установок для космических аппаратов нового
поколения, а также возможные направления коммерческого применения технологий прямого преобразования энергии в наземных энергоустановках с ядерным и неядерным нагревом.
Учебник предназначен для студентов и аспирантов вузов соответствующих специальностей, а также будет полезен инженерам и научным работникам, работающим в данной области.
Илл. 149, табл. 26, библиогр. 156 назв.
Рецензенты:
И.П. Назаренко, д. т. н., проф. МАИ (ТУ)
В.В. Онуфриев, д. т. н., проф. МГТУ им. Н.Э. Баумана
Темплан 2014, поз….
© НИЯУ МИФИ, 2014 г.
© В.И. Ярыгин, В.А. Ружников, В.В.Синявский, 2014 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В предлагаемой книге рассмотрены основные типы космических ЯЭУ прямого преобразования энергии, начиная с установок
первого поколения SNAP-10A, «Бук», «Топаз», «Енисей» и заканчивая самыми современными проектами ядерных энергодвигательных установок для космических аппаратов нового поколения, а
также возможные направления коммерческого применения технологий прямого преобразования энергии в наземных энергоустановках с ядерным и неядерным нагревом. Вместе с тем в учебнике достаточно подробно изложены физико-технические основы термоэлектрического и термоэмиссионного способов прямого преобразования тепловой энергии в электрическую, широко используемые
в космических ЯЭУ, а также современные методы расчета соответствующих электрогенерирующих систем энергоустановок.
Материалы, представленные в этой книге, опубликованы в разное время в большом количестве журнальных статей, докладов на
конференции и лекционных курсах. В основе книги лежат курсы
лекций, прочитанных авторами в ИАТЭ НИЯУ МИФИ [1–6] и
МГТУ им. Н.Э. Баумана по методам прямого преобразования энергии и космической ядерной энергетике [7,8].
Учебник соответствует действующим государственным образовательным стандартам подготовки специалистов: направление 140300.65
«Ядерная физика и технологии», специальность 140305 «Ядерные реакторы и энергетические установки», специализация 140305-05
«Перспективные методы получения и преобразования энергии»;
специальность 141401.65 «Ядерные реакторы и материалы», специализация «Ядерные реакторы», программа: «Методы и системы преобразования энергии»; специальность 160700 «Проектирование авиационных и ракетных двигателей», специализация 1603030065 «Электроракетные двигатели и энергоустановки» и 1404050065 «Плазменные энергетические установки».
Написание учебника поддержано Минобрнауки России в рамках
ФЦП «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009 – 2013 годы по проекту № 14.А18.21.0153 «Исследования
в обоснование проекта создания термоэмиссионной ЯЭУ наземного
применения»
3
Работа над рукописью распределилась между авторами следующим
образом: В.И. Ярыгин – все разделы, В.А. Ружников – все разделы,
В.В. Синявский – введение, главы 6 и 7.
Значительный вклад в подготовку материалов книги, связанных с
методами расчета термоэмиссионных ЯЭУ внес М.А. Полоус, за что
авторы ему весьма благодарны.
Авторы выражают искреннюю признательность рецензентам –
д.т.н., профессору И.П. Назаренко, заведующему кафедрой «Электроракетные двигатели, энергетические и энергофизические установки» МАИ (ТУ) им. С. Орджоникидзе и д.т.н. В.В. Онуфриеву,
профессору кафедры «Плазменные энергетические установки»
МГТУ им. Н.Э. Баумана, замечания которых в значительной степени
способствовали улучшению книги.
Авторам также хотелось бы поблагодарить С.К. Девятилову за
большую работу, проделанную при подготовке рукописи к печати.
Авторы
4
СПИСОК ОСНОВНЫХ ПРИНЯТЫХ СОКРАЩЕНИЙ
а.з.
ВАХ
ГСО
ГТУ
ЖРД
ЖМК
КА
КПД
КЯЭУ
ММБ
МЭЗ
РБО
РЗ
САУ
РП
ТРП
ТЭБ
ТЭГ
ТЭМ
ТЭП
ХИ
ЭРД
ЭГК
ЭГЭ
ЭГЭ
ЯЭДУ
ЯЭРДУ
ЯЭУ
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
активная зона
вольтамперная характеристика
геостационарная орбита
газотурбинная установка
жидкостный ракетный двигатель
жидкометаллический контур
космический аппарат
коэффициент полезного действия
космическая ядерная энергетическая установка
многоразовый межорбитальный буксир
межэлектродный зазор
радиационно-безопасная орбита
радиационная защита
система автоматического управления
реактор-преобразователь
термоэмиссионный реактор-преобразователь
термоэлектрическая батарея
термоэлектрический генератор
транспортно-энергетический модуль
термоэмиссионный преобразователь
холодильник-излучатель
электроракетный двигатель
электрогенерирующий канал
электрогенерирующая сборка
электрогенерирующий элемент
ядерная энергодвигательная установка ядерная
электроракетная двигательная установка
ядерная энергетическая установка
5
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время объем мирового рынка космических услуг составляет более 300 млрд. долларов в год и быстро растет. Космос превратился в производственную силу, мощный инструмент мировой
экономики, обеспечения независимости и безопасности государств.
К сожалению, доля российской космонавтики на этом рынке незначительна (~ 0,5%). Тем не менее, Россия продолжает занимать первое место в мире в секторе пусковых услуг, осуществляя больше всех пусков космических ракет-носителей (РН). Главным преимуществом
российских РН является дешевизна запусков. Так, российская РН
«Протон» остается одним из самых дешевых носителей в мире. В
2010 г. вывод одного килограмма полезного груза на геостационарную орбиту (ГСО) на «Протоне» стоил 10–12 тысяч долл., тогда
как у основной массы зарубежных РН – около 20 тысяч долларов.
Вместе с тем, Россию по этому показателю начинают догонять китайские («Великий поход») и американские («Фалькон») ракетыносители.
Одной из возможностей для России занять в ближайшем будущем достойное место на быстрорастущем высокотехнологичном
рынке космических услуг является развитие космической ядерной
энергетики, использование которой в перспективных космических
аппаратах (КА) и комплексах обладает огромным коммерческим
потенциалом. Наша страна была и пока еще остается мировым лидером в области космической ядерной энергетики. Специалисты
ряда предприятий атомной и ракетно-космической отраслей имеют
опыт создания, запуска в космос, обеспечения эксплуатации в космосе и вывода из эксплуатации, соблюдения ядерной и радиационной безопасности на всем жизненном цикле космических ядерных
энергоустановок (ЯЭУ) с прямым преобразованием тепловой энергии в электрическую («Бук», «Топаз», наземный прототип «Енисей»). И этот потенциал должен быть задействован для обеспечения конкурентоспособности России на мировом рынке перспективных космических услуг.
Космические ЯЭУ могут быть использованы:
– в качестве источников электроэнергии для энергоемких КА и
комплексов;
6
– в составе перспективных космических транспортных средств, в
том числе многоразовых, на основе электроракетных двигателей,
питаемых бортовой ЯЭУ;
– при решении перечисленных задач в транспортно-энергетических
модулях для обеспечения электроракетной доставки тяжелых КА
на рабочие орбиты и последующего длительного электроснабжения
их функциональной аппаратуры.
На основе созданных платформ с ЯЭУ и ядерными электроракетными двигательными установками (ЯЭРДУ) мощностью от десятков киловатт до нескольких мегаватт в короткие сроки могут
быть созданы КА и комплексы социально-экономического, научного, оборонного и коммерческого назначения для решения задач мониторинга Земли (территорий, воздушного пространства, природных ресурсов, предупреждения и обслуживания мест стихийных
бедствий и техногенных катастроф, радиолокационной разведки),
управления и связи (массовые телекоммуникации, цифровое вещание), создания системы защиты Земли от астероидов. По оценкам
экспертов, наиболее актуальными и технически реализуемыми в
период до 2030 года являются следующие задачи, для решения которых целесообразно использование ЯЭУ.
1. Электроснабжение тяжелых высокоорбитальных (включая
геостационарные) КА связи и КА дистанционного зондирования
Земли (электрическая мощность десятки–сотни киловатт, ресурс
5–10 лет, сроки начала летно-конструкторских испытаний – после
2020 г.).
2. Создание транспортно-энергетических модулей (ТЭМ), обеспечивающих выведение тяжелых КА различного назначения на высокие орбиты, в первую очередь, на геостационарную (ГСО), и
дальнейшее энергоснабжение систем КА в течение всего срока активного существования (мощность в транспортном режиме –
100–1000 кВт, продолжительность транспортного режима – до одного года, режима электроснабжения КА на пониженной мощности
– 7–15 лет).
3. Создание энергодвигательной установки лунного буксира, в
том числе многоразовой, для доставки грузов с низкой околоземной орбиты на орбиту спутника Луны в обеспечение развертывания
лунной базы (мощность 0,5–5 МВт, ресурс – от шести месяцев до
7
нескольких лет в зависимости от ограничений на время перелета и
числа рейсов).
4. Создание энергодвигательных установок межпланетных КА
нового поколения для исследования внешних планет Солнечной
системы и их спутников (мощность в транспортном режиме 100–
300 кВт, ресурс 10–15 лет).
5. Создание энергодвигательной системы марсианского экспедиционного комплекса (мощность 5–25 МВт, ресурс 1,5–3 года).
6. Создание напланетных ЯЭУ, обеспечивающих энергоснабжение лунной базы и марсианской экспедиции во время высадки на
Марс (электрическая мощность 50–150 кВт, ресурс – 10 и более
лет) и лунных атомных теплоэлектростанций технологических
комплексов (электрическая мощность ~ 1 МВт, тепловая ~ 10 МВт,
ресурс не менее 10–15 лет).
Для России на первом этапе актуальной является задача создания ЯЭУ, способной обеспечить электроснабжение ТЭМ мощностью 100–1000 кВт в течение 0,5–1 года с дальнейшим длительным
режимом электропитания систем КА на пониженной мощности (от
нескольких десятков до 100–150 кВт) продолжительностью 5–15
лет.
На втором этапе интерес представляют ЯЭУ с мощностью 1–15
МВт с ресурсом 1,5–3 года для решения задач в рамках лунной и
марсианской программ, а также напланетные ЯЭУ с мощностью
50–150 кВт и ресурсом в несколько лет.
Перечень задач определяет диапазон электрических мощностей
ЯЭУ, требуемый ресурс и, в ряде случаев, накладывает ограничение на удельную массу установки (отношение массы ЯЭУ к ее
электрической мощности). Помимо указанных параметров в связи с
ограничениями, накладываемыми технологической базой, существующими РН, динамикой КА, наземной испытательной базой,
требованиями безопасности, экономическими факторами и др., при
выборе облика ЯЭУ должен учитываться целый комплекс характеристик. Этот комплекс включает в себя удельную массу, габариты,
ресурс, надежность, степень технической готовности, стоимость и
сроки разработки, потенциал развития, возможность повторного
запуска и регулирования мощности, параметры тока, совмести8
мость с различными типами электроракетных двигателей и ряд
других характеристик.
Одним из интересных и перспективных направлений использования космических технологий прямого преобразования энергии
является их применение в наземных энергоустановках с ядерным и
неядерным нагревом. Так, например, применение термоэмиссионных преобразователей (ТЭП) для наземного использования до
настоящего времени сдерживалось относительно низким КПД преобразования тепловой энергии в электрическую и высокими рабочими температурами электродов. Это вызывало необходимость использования дорогостоящих тугоплавких материалов (вольфрам,
молибден) и сложных технологий их обработки, что делает эти
установки весьма дорогостоящими и неприемлемыми для коммерческого использования в наземных условиях. Однако в последние
годы достигнуты значительные успехи в создании низкотемпературных высокоэффективных ТЭП нового поколения, на основе которых мог бы быть реализован ряд проектов наземных энергоустановок как с ядерным, так и с неядерным нагревом для коммерческого использования.
Анализ потенциального рынка в России для ЭУ малой мощности показывает, что существует достаточно широкий круг областей
возможного применения небольших термоэмиссионных энергоустановок с неядерным источником нагрева в системах децентрализованного электро- и теплоснабжения в отдаленных и труднодоступных районах. Одним из наиболее перспективных направлений
является «малая энергетика» ОАО «Газпром».
Другим многообещающим направлением использования термоэмиссионных ЯЭУ является создание на их основе термоэмиссионных АЭС малой мощности для снабжения теплом и электроэнергией потребителей, расположенных в удаленных и труднодоступных регионах России, где нет развитой инфраструктуры
электро- и газоснабжения (например, районы Крайнего Севера и
Дальнего Востока). Электроснабжение таких потребителей в
настоящее время обеспечивается дизель-генераторами, а теплоснабжение – котельными. И те, и другие работают на привозном
топливе, высокая стоимость которого резко увеличивает отпускные
цены на электроэнергию и тепло. Именно этим обусловлен интерес
9
к АЭС малой мощности, проекты которых интенсивно разрабатываются в настоящее время. Вместе с тем, на сегодняшний день отсутствуют предложения по малым АЭС с электрической мощностью в диапазоне 1–5 МВт с коротким строительным циклом, высокой надежностью и упрощенным обслуживанием (концепция
«атомная батарейка»). Именно эту нишу могли бы занять малые
термоэмиссионные АЭС тепло- и электроснабжения. Одним из
перспективных направлений коммерческого использования ТЭУ
могло бы стать создание на их основе малых АЭС для морских газо- и нефтедобывающих платформ.
Актуальность и практическая значимость книги связана с тем,
что космические ядерные энергетические технологии решением
Комиссии по модернизации и технологическому развитию экономики России при Президенте РФ отнесены к одному из немногих
приоритетных направлений развития науки и техники.
10
Глава 1.
ОСНОВЫ ФИЗИКИ И ТЕХНИКИ ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ ТЕПЛОВОЙ ЭНЕРГИИ В
ЭЛЕКТРИЧЕСКУЮ
В настоящей части рассмотрены основные физические процессы, протекающие в термоэлектрических элементах и батареях, приведены методы расчета их характеристик и базовые технологические процессы их изготовления, а также примеры разработки термоэлектрических генераторов для наземного применения.
1.1. Основные понятия и определения
Термоэлектрический способ преобразования тепловой энергии в
электрическую основан на явлении Зеебека, согласно которому в
электрической цепи, состоящей из последовательно соединенных
разнородных проводников, возникает электродвижущая сила, если
контакты между проводниками имеют различную температуру.
Для того, чтобы между проводниками поддерживать разность температур, к контакту необходимо подводить и от контакта отводить
тепловой поток.
Основные понятия, определения и общепринятую в области
термоэлектричества терминологию рассмотрим на примерах функциональных схем термоэлектрических генераторов и батарей.
Функциональная схема термоэлектрического генератора
На рис. 1.1 приведена функциональная схема термоэлектрического генератора, включающая в себя термоэлектрические батареи
(1), систему подвода тепла (2) и систему отвода тепла (3). Конструкцию и тип систем подвода и отвода тепла выбирают в зависимости от назначения термоэлектрического генератора и условий
его эксплуатации [1].
На рис. 1.2 приведены три основных варианта систем теплоподвода и теплоотвода, используемых в термоэлектрических генераторах [1].
В варианте a тепловой поток от источника тепла (4) подводится
к ТЭБ (1) при прокачке теплоносителя в замкнутом контуре пом11
пой (6). По аналогичной схеме тепловой поток отводится от ТЭБ
(1) на систему диссипации тепла (5).
2
1
3
Рис. 1.1. Функциональная схема термоэлектрического генератора: 1 – термоэлектрические батареи; 2 – система подвода тепла; 3 – система отвода тепла
2
4
1
3
6
5
6
a
5
5
8
7
2
1
3
2
7
1
3
7
4
9
b
c
Рис. 1.2. Варианты систем теплоподвода и теплоотвода в ТЭГ:
1 – термоэлектрические батареи; 2 – система подвода тепла; 3 – система отвода
тепла; 4 – источник тепла; 5 – система диссипации тепла; 6 – насос; 7 – тепловая
труба (термосифон); 8 – жаровая труба; 9 – горелка
12
Тепловой поток подводится (отводится) к ТЭБ посредством
конвективного теплообмена между теплоносителями и поверхностями ТЭБ. Тепловой поток снимается с системы диссипации конвекцией, излучением или комбинацией этих способов. Направления потоков теплоносителей, омывающих поверхности ТЭБ, могут
быть как параллельными, так и противоположными.
В варианте b тепловой поток подводится к ТЭБ (1) от источника
тепла (4) и отводится от ТЭБ на систему диссипации (5) при помощи тепловых труб (термосифонов) (7).
В варианте c источником тепла является горелка (9), в которой
сжигается органическое топливо. Продукты сгорания нагревают
поверхность жаровой трубы (8) и ТЭБ. Горячая поверхность жаровой трубы является инфракрасным излучателем. В этом варианте
системы теплоподвода тепловой поток передается ТЭБ как конвекцией от продуктов сгорания, так и излучением с поверхности жаровой трубы. В качестве системы теплоотвода можно применить
системы приведенные, в вариантах a и b.
Возможны комбинации систем теплоотвода и теплоотвода, приведенные в вариантах a, b и c. Выбор варианта систем теплоотвода
и теплоотвода зависит в основном от типа источника тепла и условий эксплуатации термоэлектрического генератора.
В качестве источника тепла могут быть использованы ядерные
реакторы, Солнце и различные горелочные устройства, работающие на органическом топливе.
Функциональная схема термоэлектрической батареи (ТЭБ)
На рис. 1.3 приведена функциональная схема плоской термоэлектрической батареи [1]. К ТЭБ подводится тепловой поток Q1, а
отводится тепловой поток Q0, причем Q1 > Q0. Разница между этими тепловыми потоками преобразуется в электрическую энергию.
Основа ТЭБ – термоэлементы, которые состоят из двух ветвей
(термостолбиков), изготовленных из полупроводниковых сплавов
p- (6) и n- (5) типов проводимости. Ветви соединяются в последовательную электрическую цепь металлическими шинами (3, 9).
Места контактов термостолбиков с шинами называются спаями (4
– горячий спай, 8 – холодный спай). Между теплопроводами, через
которые подводится (1) и отводится (11) тепло и термоэлектриче13
скими элементами размещены слои электроизоляции (2, 10), изолирующие электрические цепи от корпуса. Теплоизоляция (7) уменьшает паразитные потоки тепла между источником тепла и холодильником, а также предохраняет полупроводниковый материал от испарения и химических воздействий при высоких температурах.
1
Q1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
р
р
n
n
–
+
Q0
Рис. 1.3. Функциональная схема термоэлектрической батареи: 1 – «горячий»
теплопровод; 2, 10 – электроизоляция; 3, 9 – коммутационные шины;
4 – «горячий» спай; 5 – термостолбик n-типа; 6 – термостолбик p-типа;
7 – теплоизоляция; 8 – «холодный» спай; 11 – «холодный» теплопровод
Для того, чтобы обеспечить максимальную эффективность ТЭБ,
необходимо выполнить два основных условия: обеспечить тепловые и электрические контакты между элементами конструкции
ТЭБ. Для соединения между собой элементов ТЭБ применяются
различные способы, такие как пайка или диффузионная сварка.
Кроме того, для обеспечения тепловых контактов ТЭБ помещают в
среду инертного газа, например, гелия, обладающего высокой теплопроводностью. Инертный газ также предохраняет элементы ТЭБ
от окисления.
Однако для обеспечения надежных тепловых и электрических
контактов в условиях термокачек или термоударов, этих мер, как
правило, недостаточно. На практике применяют различные кон14
струкции, обеспечивающие механические усилия, направленные
перпендикулярно к поверхности контактов. Необходимые давления
для различных конструкций ТЭБ составляют 2–20 бар.
Необходимость применения конструкций, создающих прижимающие усилия, существенно ухудшает массогабаритные характеристики ТЭБ и ТЭГ.
В связи с этим, несмотря на относительно дешевую технологию
изготовления плоских батарей, становится проблематичным их
применение в ТЭГ с большой электрической мощностью, особенно
на космических аппаратах.
Альтернативой плоской конструкции ТЭБ являются конструкции трубчатых батарей, пример которой приведен на рис. 1.4 [1].
Q
0
Q
1
+
Рис. 1.4. Трубчатая термоэлектрическая батарея
–
Тепловой поток Q1 подводится к внутренней цилиндрической
поверхности батареи, а Q0 отводится от внешней цилиндрической
поверхности ТЭБ. Таким образом, элементы ТЭБ расположены
между двумя цилиндрическими поверхностями. Выбором материалов внутреннего и наружного цилиндров, в зависимости от их температур и коэффициентов термического расширения, можно создать оптимальные условия для термоэлектрической батареи, размещенной между этими цилиндрами.
15
Понятно, что в такой конструкции, без каких-либо дополнительных приспособлений, можно получить оптимальное давление
на тепловые и электрические контакты ТЭБ.
Очевидно, что цилиндрическая конструкция, по сравнению с
плоской, более устойчива к термоударам, имеет более высокие
массогабаритные характеристики. Кроме того, трубчатая конструкция батарей позволяет конструировать термоэлектрические модули
большой мощности, используя в качестве несущих конструкций
стандартные трубы, в том числе и тепловые трубы.
Для достижения максимума эффективности термоэлектрического способа преобразования применяются также другие конструкции ТЭБ, где термоэлементы комбинируются, образуя последовательно-параллельные цепи по теплу и электричеству [1, 9]. Например, каждая ветвь может состоять из различных материалов (сегментирование, рис. 1.5а), а термоэлементы устанавливаются друг
на друга таким образом, чтобы последовательно пропускать через
себя тепло (каскадирование, рис. 1.5b), а электрический ток последовательно или параллельно.
b)
a)
Рис. 1.5. Схема сегментированного термоэлемента (а) и двухкаскадной
батареи (b)
Сегментированные термоэлементы состоят из нескольких термостолбиков, включенных последовательно как по тепловому потоку, так и по электрическому току. Вдоль направления теплового
потока существует градиент температуры. Каждый сегмент нахо16
дится в определенном температурном диапазоне. Для каждого сегмента выбирается термоэлектрический материал с максимумом
эффективности для того температурного диапазона, в котором работает данный сегмент, т.е. достигается максимальная эффективность термоэлемента в целом.
Каскады в каскадных ТЭБ включены последовательно по тепловому потоку и для каждого каскада используется наиболее эффективный термоэлектрический материал. По электрическому току
каскады ТЭБ могут быть включены как последовательно, так и параллельно.
Таким образом, термоэлектрическая батарея и термоэлектрический преобразователь в целом представляют собой многоэлементную систему с неравномерным распределением тепловых и электрических полей.
Исходными данными при расчете и конструировании ТЭГ и
ТЭБ, как правило, являются следующие параметры:
 температуры теплоносителей, которые подводят и отводят тепло;
 выходная электрическая мощность;
 выходное напряжение.
При расчете характеристик ТЭБ необходимо учитывать:
 взаимозависимости тепловых и электрических явлений;
 зависимость свойств материалов от температуры;
 неизотермичность поверхностей нагрева и охлаждения;
 связи ТЭБ с системами теплоподвода и теплоотвода.
При конструировании ТЭБ необходимо разрешить следующие
проблемы:
 выбрать оптимальный термоэлектрический материал;
 минимизировать термическое сопротивление между теплоносителями и спаями термоэлементов;
 минимизировать электрическое сопротивление коммутационных
шин;
 минимизировать утечки тепла по элементам конструкции;
 минимизировать термические напряжения конструкции ТЭБ и
ТЭГ;
 решение всех перечисленных выше проблем необходимо искать с
учетом заданного ресурса работы ТЭГ.
17
В процессе расчета и конструирования необходимо провести
оптимизацию по комплексу параметров:
 коэффициент полезного действия;
 массогабаритные характеристики;
 ресурс.
1.2. Термоэлектрические материалы
Классификация термоэлектрических материалов
К настоящему времени исследовано большое количество термоэлектрических материалов, перспективных для практического использования. Целью этих исследований был поиск материалов,
способных обеспечить максимальный коэффициент полезного действия термоэлектрических преобразователей в широком диапазоне
температур. По результатам этих исследований можно выделить
три основные группы термоэлектрических материалов, применяемых на практике (табл.1.1). Для низких температур наиболее эффективными оказались сплавы на основе Bi2Te3 и BiSb, для среднетемпературного диапазона PbSb, PbTe, GeTe, AgSb Te2, SnTe, для
высоких температур – SiGe [9].
Таблица 1.1
Основные группы термоэлектрических материалов
Низкотемпературные
материалы
T < 600 K
Bi2Te3, Bi-Sb
pSn, Sb,
Pb, Ge,
As
nBi, Te, B,
Bi2Te3, CuI,
AgI, CuBr
Среднетемпературные
материалы
600 K < T < 900 K
PbSb, PbTe, GeTe, AgSb
Te2, SnTe
pnNa, Li,
Br, I, Cl, Pb, Pt,
Ti, Ag
Ni, Ga, Nb, Cu,
Zn, Al,Ta
Высокотемпературные материалы
700 K < T < 1200 K
Si-Ge
pB, Al,
Ga, In,
nP, As, Sb,
Bi, Ga, B
Монокристаллы выращиваются методами Бриджмена, Чохральского или зонной плавки и из газовой фазы. Для изготовления термоэлементов используются методы холодного и горячего прессования, экструзии и непрерывного литья. Для каждого термоэлектрического материала разработан свой технологический процесс,
18
т.к. термоэлектрические свойства материалов существенно зависят
от особенностей технологического процесса.
Возможность применения того или другого термоэлектрического материала в конкретном преобразователе зависит от комплекса
параметров, описывающих свойства материала.
Термоэлектрические материалы должны удовлетворять ряду
требований, часто противоречивых:
 иметь высокие значения термоэлектрической добротности в широком интервале температур;
 обладать высокой механической прочностью;
 не окисляться под воздействием внешней атмосферы;
 не сублимировать и не разлагаться при рабочих температурах;
 легко обрабатываться.
Наиболее важным из этих требований является обеспечение высоких значений термоэлектрической добротности, которая определяет эффективность преобразования тепловой энергии в энергию
электрическую [1, 9, 10].
Комплексным параметром, характеризующим качество термоэлектрического материала, является его добротность
(1.1)
Z (T )  (T )2 / (T )(T ) ,
где (T) – коэффициент термоЭДС, (T) – коэффициент теплопроводности и (T) – удельное электрическое сопротивление термоэлектрического материала.
Для примера на рис. 1.6 приведены температурные зависимости
основных теплофизических характеристик высокотемпературного
и среднетемпературного термоэлектрических материалов p- и nтипов проводимости [1].
Как будет показано дальше, условием получения максимума
эффективности термоэлектрического преобразователя является
обеспечение оптимальной добротности термоэлектрического материала. Причем необходима совместная оптимизация характеристик
термоэлектрических материалов p- и n-типов проводимости.
При использовании термоэлементов из металлов или металлических сплавов трудно получить высокие значения добротности,
поскольку их коэффициент термоЭДС мал, а существенного умень19
20
x10 ,V/
6
6
10
15
20
25
30
100
150
200
250
300
400
400
600
800
1000
Temperature, K
600
800
1000
Temperature, K
p - Si (55%) Ge (45%) +Ga
n - Si (55%) Ge (45%) + P
x10 ,Ohm m
1200
P
N
1200
P
N
 x10 ,V/K
6
100
150
200
250
600
700
800
900
Temperature, K
P
N
p – GeTe (95%) Bi2Te3 (5%)
n - PbTe (75%) SnTe (25%)
1000
21
, W/(m K)
6
700
650
600
550
500
450
400
350
300
4.0
4.5
5.0
400
400
1000
800
600
Temperature, K
600
800
1000
Temperature, K
1200
Zp
Zn
1200
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
600
600
700
800
900
Temperature, K
ZP
ZN
700
800
900
Temperature, K
P
N
1000
1000
Рис. 1.6. Характеристики термоэлектрических материалов: слева – высокотемпературный; справа – среднетемпературный
Z x10 , 1/K
P
N
2
3
5.5
 x10 , W/(cm*K)
Z x10 , 1/K
шения коэффициента теплопроводности и электрического сопротивления получить невозможно.
Применение полупроводниковых материалов позволяет в большей степени управлять термоэлектрическими характеристиками
материалов и реализовать условия, при которых их соотношения
приводят к достижению максимальной добротности.
Методы увеличения добротности полупроводниковых
термоэлектрических материалов
Для получения оптимальных характеристик термоэлектрического материала существует несколько способов:
 выбор оптимальной концентрации носителей тока;
 выбор оптимального интервала температур;
 изменение отношения подвижности носителей тока к теплопроводности решетки;
 изменение механизма рассеяния.
Если использовать модель примесного полупроводника [1, 9], то
выражение для добротности можно записать в виде функции от
приведенного химического потенциала – *, показателя степенной
зависимости времени релаксации носителей тока – r и безразмерного параметра Z.
(1.2)
Z  f (*, Z , r ) ,
3/2
Z 

2(2)3/2 7/2 u0  m* 
5/2
k0
  T ,
3
he
 f  m0 
(1.3)

k0   2r  5 Fr 3/2 (*)
  * ,

e   2r  3 Fr 1/2 (*)

(1.4)
  enu ,
   f  e ,
(1.5)
(1.6)
Fr 3/2 (*)

(1.7)
u0 ,
2G(r  3 / 2) F1/2 (*)
Как будет показано дальше, условием получения максимума
эффективности термоэлектрического преобразователя является
u
22
обеспечение оптимальной добротности термоэлектрического материала. Причем необходима совместная оптимизация характеристик
термоэлектрических материалов p- и n-типов проводимости.
2e
3  G(r  3 / 2)

(1.8)
u
0  r  
(k0T0 )r ,
2m * 
2  G(3 / 2)
n
4  2 m * k0T0 
 h3
3/2
F1/2 (*) ,
2
2
2
 k0    r  7 / 2  Fr 5/2 (*)  r  5 / 2  F r 3/2 (*) 
,
e   T   

2
 e    r  3 / 2  Fr 1/2 (*)  r  3 / 2  F 2 r 1/2 (*) 
(1.9)
(1.10)
1

Fi (*)   x  exp( x  *)  1 dx ,
i
(1.11)
0

G (i )   xi 1e x dx ,
(1.12)
0
где h – постоянная Планка; k0 – постоянная Больцмана; * – приведенный химический потенциал; m* – эффективная масса носителя
тока; e , f – электронная и фононная составляющие теплопроводности ; r – фактор рассеяния.
Из выражений (1.2)–(1.3) видно, что при фиксированной температуре величиной добротности можно управлять путем изменения
химического потенциала (*), подвижности носителей тока (u0),
эффективной массы (m*) и фактора рассеяния (r).
Выбор оптимальной концентрации носителей тока
Наиболее просто оптимальные значения добротности достигаются выбором химического потенциала, которым в свою очередь
можно управлять, изменяя концентрацию носителей тока n = f(*)
(легированием, отклонением от стехиометрии и т.п.). При малых
изменениях концентрации носителей тока величины Z и r можно
считать константами. На рис. 1.7 приведены зависимости функции
ZT=f(*) при разных значениях параметра Z и r = –1/2.
23
Из рис. 1.7 видно, что для каждого значения параметра Z существует оптимальная величина химического потенциала, при которой добротность достигает максимума.
Рис. 1.7. Зависимость ZT от химического потенциала
Таким образом, изменяя концентрацию носителей тока можно получить оптимальную для данного материала величину добротности. Причем величина добротности может быть изменена в несколько раз.
Как правило, оптимальная концентрация определяется экспериментальным путем, т.к. для большинства материалов необходимые
микроскопические константы или неизвестны, или определены с
недостаточной точностью.
Выбор оптимального интервала температур
При изменении температуры в области примесной проводимости, концентрация носителей тока не изменяется (примесные уровни полностью ионизованы) и, следовательно, сохраняются условия
оптимизации добротности в зависимости от концентрации носителей тока. Величины u0, f и, следовательно, Z зависят от температуры. Тогда и параметр ZT будет увеличиваться с ростом температуры (рис. 1.8)
 m*
u0 

 m0 
3/ 2
~ T 3/ 2 ,
 f ~ T 1 ,
24
Z ~ T 2 ,
ZT ~ T 2 .
Однако рост ZT ограничивается появлением носителей тока противоположного знака при переходе полупроводника в область смешанной и собственной проводимости. В этом случае термоЭДС
уменьшается, а коэффициент теплопроводности возрастает из-за
возникновения биполярной диффузии. Например, для модели полупроводника с двумя сортами носителей тока
 n n   p  p
,    f  n   p  bd ,   n   p . (1.13)


Следовательно, в облаZT
сти смешанной проводимоZopt T
сти должен существовать
максимум параметра ZT
(рис. 1.8). Его положение
на температурной шкале
определяется шириной запрещенной зоны <E>, паT
раметрами рассеяния элекT
тронов и дырок, параметРис. 1.8. Зависимость ZT от температуры
рами Z для электронов и
дырок, а также параметром
u0 p (m p *)3/ 2
.
(1.14)
Z 
u0 n (mn *)3/ 2
На рис. 1.9 приведены результаты расчета (Zopt T) в зависимости от ширины запрещенной зоны при температуре 300К и различных значениях параметров Z и Z. Из графиков следует, что влияние собственной проводимости становится существенным при
<E> = 0.15–0.2 и при увеличении параметра Z .
Таким образом, кроме оптимальной концентрации носителей
тока для получения максимальной добротности в заданном диапазоне температур необходимо выбрать термоэлектрический материал с оптимальной шириной запрещенной зоны.
25
Рис. 1.9. Зависимость (Zopt T) от ширины запрещенной зоны при различных
значениях параметров Z и Z
Изменение отношения подвижности носителей тока и теплопроводности решетки
Как отмечалось ранее, увеличения добротности можно получить
выбором оптимальной величины химического потенциала *. При
этом предполагалось, что параметры Z и r – постоянные. Однако
при оптимальной величине химического потенциала * дальнейшее увеличение Z может быть получено за счет увеличения параметра Z , т.е. при увеличении отношения подвижности носителей
тока к теплопроводности вещества:
u/ ~ /.
Такой результат можно получить:
 введением нейтральных примесей;
 введением ионизированных примесей;
 введением изовалентных атомов замещения.
При введении нейтральных примесей концентрация носителей
тока остается неизменной, рассеяние фононов растет больше, чем
рассеяние электронов, и / увеличивается.
Введение ионизированных примесей приводит к дополнительному рассеянию фононов и, следовательно, уменьшению теплопроводности.
Наибольший эффект дает введение изовалентных атомов замещения. В том случае образуются изоморфные твердые растворы,
что не приводит к существенному изменению спектра носителей
26
тока и их подвижности. Однако большая концентрация изовалентных атомов увеличивает рассеяние фононов и существенно уменьшает коэффициент теплопроводности. В твердых растворах длина
свободного пробега фононов может уменьшиться до нескольких
межатомных расстояний, а коэффициент теплопроводности уменьшается до значений коэффициента теплопроводности аморфных
веществ. Например:
  PbTe 
  Bi 2 Te3 
 2.5
 1.5. (1.15)
  50%PbTe  50%PbSe 
  50%Bi 2Te3  50%Bi 2Se3 
Таким образом, применяя этот способ можно увеличить добротность термоэлектрического материала в 1.5–2 раза.
Изменение механизма рассеяния
ТермоЭДС невырожденного полупроводника:
k
(1.16)
   0  r  2    * .
e
Следовательно, при изменении механизма рассеяния (изменяя r)
можно ожидать изменения термоЭДС () и добротности Z. Например, при рассеянии на акустических фононах r = –1/2, а при рассеянии на ионизированной примеси r = 3/2, т.е. при переходе от одного механизма рассеяния к другому при сохранении оптимальной
концентрации носителей тока термоЭДС может существенно увеличиться.
Для увеличения влияния рассеяния на примеси при неизменной
концентрации носителей тока было предложено использовать механизм компенсации, суть которого заключается в том, что легирование производится одновременно донорными и акцепторными
примесями.
Выбором NE для электронного материала и NP для дырочного
материала достигается оптимизация концентрации носителей, а
увеличение числа ионов NI увеличивает рассеяние на примесях и,
следовательно, увеличение термоЭДС и добротности.
(1.17)
NE  ND  N A ; NP  N A  ND ; NI  N A  ND .
На рис. 1.10 приведены примеры изменения характеристик полупроводниковых термоэлектрических материалов в зависимости
от степени легирования и концентрации носителей тока.
27
28
29
Рис. 1.10. Слева характеристики PbTe в зависимости от степени легирования PbI (%). Справа характеристики
Bi2Te3 – Sb2Te3 в зависимости от концентрации носителей тока
1.3. Термоэлектрические явления
В неравномерно нагретой сплошной среде (рис. 1.11), к которой
с одной стороны подводится тепло, а от другой поверхности тепло
отводится, наряду с потоком тепла за счет теплопроводности возникает также диффузия носителей электрического заряда, т.е. электрический ток. В свою очередь, электрический ток сопровождается
перераспределением носителей заряда по энергиям и выделением
или поглощением тепла. Такие явления называются термоэлектрическими.
j
q
Т1
Т2
Т1 < Т2
Рис. 1.11. Диффузия носителей электрического заряда в неравномерно
нагретой сплошной среде
В данном разделе мы рассмотрим только три термоэлектрических эффекта – эффекты Зеебека, Пельтье и Томсона, необходимые
нам при дальнейших расчетах термоэлектрических батарей [9, 10].
Эффект Зеебека
Эффект Зеебека – возникновение электродвижущей силы в
электрической цепи, состоящей из разнородных проводников, контакты которых имеют разные температуры (рис. 1.11).
T2
T1
1
2
T1
Рис. 1.12. Эффект Зеебека
E  (1  2 ) T2  T1   12 T2  T1  ,
(1.18)
T
i 
2
1
 (T ) dT
T2  T1  T1 i
30
i  1, 2 ,
(1.19)
где  – коэффициент термоЭДС.
Причина возникновения термоЭДС состоит в том, что средняя
энергия носителей заряда (в полупроводниках и их концентрация)
увеличивается с ростом температуры.
Если вдоль проводника существует градиент температуры, то
электроны на горячем конце приобретают более высокие энергии и
скорости. В результате возникает поток электронов от горячего
конца к холодному. На холодном конце накапливается отрицательный заряд, а на горячем конце остается нескомпенсированный положительный заряд. Перераспределение зарядов приводит к возникновению электрического поля, которое компенсирует поток носителей тока.
Эффект Пельтье
J
1
2
Рис. 1.13. Эффект Пельтье
Эффект Пельтье – выделение или поглощение тепла при прохождении электрического тока через контакт двух проводников
(рис. 1.13) из разнородных материалов. Выделение тепла сменяется
поглощением при изменении направления тока.
(1.20)
QP  K P J K P  T (1  2 ),
где QP – тепло Пельтье, KP – коэффициент Пельтье, Т – температура контакта;  – коэффициенты термоЭДС проводников 1 и 2.
Эффект Пельтье объясняется тем, что средняя энергия носителей тока (электронов) зависит от их распределения по энергии,
концентрации и механизмов их рассеяния, и поэтому в разных проводниках различна. При переходе из одного проводника в другой
электроны либо передают избыточную энергию атомам, либо пополняют недостаток энергии за счет энергии атомов. В первом случае вблизи контакта выделяется тепло Пельтье, а во втором случае
оно поглощается.
31
Рис. 1.14. Выделение или поглощение тепла Пельтье вблизи контакта
в зависимости от направления протекающего тока
Так, при переходе электронов из полупроводника n-типа в металл (рис. 1.14), энергия электронов проводимости полупроводника
значительно выше уровня Ферми металла, и электроны отдают избыточную энергию. При противоположном направлении движения
электронов, из металла в полупроводник могут перейти только те
электроны, энергия которых выше дна зоны проводимости полупроводника. Тепловое равновесие в металле при этом нарушается и
восстанавливается за счет тепловых колебаний кристаллической
решетки. При этом тепло Пельтье поглощается.
Эффект Томсона
Эффект Томсона – выделение или поглощение тепла в проводнике с током, вдоль которого имеется градиент температуры. Выделение тепла сменяется поглощением при изменении направления
тока. Если вдоль проводника, по которому протекает ток, существует градиент температуры, и электроны движутся от горячего
конца к холодному (рис. 1.15а), то эти электроны тормозятся полем термоЭДС и передают избыточную энергию окружающим
атомам. При этом происходит выделение тепла Томсона.
Рис. 1.15. Эффект Томсона
32
При движении электронов от холодного конца к горячему (рис.
1.15b) они ускоряются полем термоЭДС и пополняют свою энергию за счет энергии окружающих атомов. В этом случае тепло
Томсона поглощается.
d
.
(1.21)
QT  (T2  T1 ) J   T
dT
Обобщенные законы электро- и теплопроводности
Термодинамические законы позволяют установить связь между
коэффициентами, характеризующими термоэлектрические эффекты, а кинетическая теория позволяет найти численные значения
этих коэффициентов.
Запишем два основных соотношения теории термоэлектрических явлений – обобщенные законы электро- и теплопроводности.
1
j   T   ,
(1.22)



q  T   T j ,
(1.23)
где q – плотность теплового потока; j – плотность электрического
тока; Т – температура;  – потенциал;  – коэффициент термоЭДС;
 – коэффициент теплопроводности;  – удельное электрическое
сопротивление; Т – напряженность электрического поля, которое возникает вследствие неравномерного нагрева среды и генерирует термоэлектрические токи; Т j – переносимое зарядами тепло.
Коэффициенты ,  и  характеризуют свойства среды и в общем
случае являются функциями температуры и координаты.
Поскольку каждая заряженная частица переносит с собой также
энергию e (e – заряд), плотность потока энергии равна
wq j .
(1.24)
Для определения температуры и потенциала служат дифференциальные уравнения, которые являются следствием законов сохранения энергии и заряда.
divw  0 ,
(1.25)
divj  0 .
(1.26)
33
Решая уравнения (1.25), (1.26) с соответствующими граничными условиями, можно найти распределения температуры и потенциала и определить тепловой поток и электрический ток.
(1.27)
Q   (qn )dS ,
S
J   ( jn )dS .
(1.28)
S
В частном случае, когда  = 0, в отсутствии термоэлектрических явлений, процессы переноса тепла и электрического заряда
становятся независимыми и из уравнений (1.22) и (1.23) следуют
законы Ома и Фурье:
1
j    ,
(1.29)

(1.30)
q  T .
Рассмотрим условия, которые выполняются на поверхности
контакта двух материалов (рис. 1.16). Из выражений (1.22) и (1.23)
следует, что температура Т и потенциал  на поверхности контакта
должны быть непрерывными функциями. Это условие обеспечивает конечность величин j и q.
Рис. 1.16. Условия на поверхности контакта двух материалов
При бесконечно малой толщине контакта (  0), из условий
сохранения в объеме контакта энергии и заряда, на поверхности
раздела двух материалов выполняются условия равенства нормальных составляющих векторов плотности потока энергии, плотности
тока, плотности теплового потока и равенства потенциалов:
wn1 = wn2; jn1 = jn2; qn1 = qn2;
1 = 2.
(1.31)
Уравнения (1.22), (1.23) и (1.25), (1.26) описывают процессы переноса тепла и электрического заряда в изотропном твердом теле.
Они справедливы для любого элемента термоэлектрической бата34
реи – полупроводниковых термостолбиков (  0), теплопереходов,
шин, электро- и теплоизоляции ( = 0). Получение общего решения
этих уравнений для конкретного устройства весьма затруднительно
из-за сложных зависимостей теплофизических характеристик материалов от температуры и координаты.
При теплоэнергетических расчетах ТЭГ, как правило, не требуется определение локальных значений температуры и потенциала.
Достаточно знать только интегральные характеристики, такие как
тепловые потоки, электрическая мощность эффективность ТЭГ и
другие. Поэтому уравнения переноса тепла и заряда решают для
каждого элемента конструкции и определяют тепловой поток и
электрический ток на его границах в зависимости от заданных на
этих границах значений температуры и потенциала. Таким образом, расчет термоэлектрической батареи сводится к решению алгебраической системы уравнений баланса тепла и заряда.
1.4. Энергетические характеристики термостолбика
Представим термостолбик в виде стержня длиной l с площадью
поперечного сечения S (рис. 1.17). На его границах (спаях) заданы
значения температуры T и потенциала . Ограничимся случаем,
когда свойства материала не зависят от температуры и координаты.
Отметим, что решения при постоянных свойствах материала
будут справедливы и в случае произвольных температурных зависимостей , , и , если пользоваться их эффективными значениями, вычисленными по определенным правилам. Подробнее данный
подход будет рассмотрен ниже.
Рис. 1.17. Термостолбик:  = const;  = const;  = const
35
В термоэлектрической батарее тепловой поток через боковые
поверхности термостолбика, как правило, значительно меньше
теплового потока через сечение термостолбика. Поэтому на данном этапе расчетов будем рассматривать одномерную задачу, когда характеристики термостолбика зависят только от координаты
x.
В качестве положительного направления для плотности тока j,
плотности теплового потока q и плотности потока энергии w выберем направление против оси x, т.е. j = – jx , q = – qx , w = – wx.
Тогда для плотности тока, плотности теплового потока и плотнсти потока энергии можно записать следующие выражения:
1  dT d  
,
(1.32)
j  

  dx dx 
dT
(1.33)
q
 T j ,
dx
(1.34)
wq j,
dw / dx  0 ,
(1.35)
dj / dx  0 .
(1.36)
Из закона сохранения энергии (1.35) с учетом условий j = const
и  = const следует уравнение для температуры (уравнение теплопроводности):
d 2T
(1.37)
 2  j 2  0 .
dx
Решая (1.37) с учетом граничных условий, определим температуру
в зависимости от координаты x:
T T
1 j 2
T ( x)  T0  1 0 x 
 l  x  .
(1.38)
l
2 
Первые два слагаемых соответствуют линейному закону распределения температуры. Отклонение от линейного закона обусловлено джоулевым нагревом (третье слагаемое).
Подстановка (1.38) в (1.33) позволяет вычислить плотность теплового потока на границах термостолбика при x = 0 и x = l (уравнение теплового баланса):
36
T T
1
(1.39)
q(0)  q0   1 0  j T0  j 2 l ,
l
2
T T
1
(1.40)
q(l )  ql   1 0  j T1  j 2 l .
l
2
В эти выражения вошли члены, учитывающие перенос тепла
теплопроводностью, выделение (поглощение) тепла Пельтье на
спаях и выделение тепла Джоуля в объеме термостолбика.
Связь разности потенциалов (напряжения V) с плотностью тока j
(вольт-амперную характеристику) получим, проинтегрировав выражение (1.37) по x в пределах от 0 до l:
0 – 1  V =  (T1 – T0) – j l.
(1.41)
Умножая удельные величины на площадь поперечного сечения
термостолбика S, получим:
S  T1  T0 
1
(1.42)
Q0 
 J  T0  J 2 R ,
l
2
S  T1  T0 
1
(1.43)
Q1 
 J  T1  J 2 R ,
l
2
V =  (T1 – T0) – J R ,
(1.44)
l
где R   – внутреннее электрическое сопротивление термостолS
бика, J = jS – электрический ток через термостолбик, Q0 = q0 S и
Q1 = q1 S – тепловые потоки на торцах термостолбика.
Уравнения (1.42)–(1.44) полностью описывают работу термостолбика и являются основой теплоэнергетического расчета любого термоэлектрического преобразователя.
Рассмотрим основные режимы работы термостолбика. Тепловой
поток Q1 – это количество тепла, подводимого в единицу времени
от источника тепла к горячему спаю термостолбика при температуре Т1. Тепловой поток Q0 – это количество тепла, отводимого в
единицу времени от холодного спаю термостолбика при температуре Т0. Разница этих тепловых потоков преобразуется в электрическую мощность W, выделяемую на нагрузке, через которую замкнута электрическая цепь.
Q1 – Q2 = W = J V.
(1.45)
37
Коэффициент полезного действия преобразователя определяется
как отношение электрической мощности к подводимой тепловой
мощности:
 = W/Q1.
(1.46)
Из выражения для вольт-амперной характеристики (1.4.14) следует, что электрическая мощность положительна при изменении
электрического тока в пределах 0  J  J00 , где J00 – ток короткого
замыкания (V = 0):
 T1  T0 
.
(1.47)
J 00 
R
Анализ выражений (1.42 – 1.44) показывает, что при J < 0:
Q0 < 0, Q1 < 0, W < 0.
(1.48)
В этом случае тепло от холодного спая переносится к горячему
спаю термостолбика, т.е. термостолбик работает в режиме холодильника или теплового насоса. Источником энергии, обеспечивающим такой режим работы, является электрическая энергия, создающая ток J < 0.
Различают два режима работы термоэлектрического преобразователя: режим максимальной электрической мощности и режим
максимального КПД
Выбор одного из этих режимов работы производится выбором
оптимальной для данного режима величины тока. При оптимизации мощности или КПД по току необходимо обеспечить соответствующие граничные условия, обеспечить необходимые температуры на спаях при заданных тепловых потоках и характеристиках
термоэлектрического материала.
В качестве наиболее простого, но вместе с тем практически
важного случая, рассмотрим условия:
Т1 = const; Т0 = const,
(1.49)
при которых условиях вольт-амперная характеристика линейна, а
зависимость электрической мощности от тока W = f (J) является
параболой.
Рассмотрим режим максимальной электрической мощности.
Электрическая мощность достигает своего максимального значения
38
Wmax 
 2 T1  T0 
4R
при токе
JW max 
2
,
(1.50)
 T1  T0 
.
(1.51)
2R
Подставляя оптимальное значение JWmax в выражения (1.42)–
(1.46), получим значения тепловых потоков, напряжения и КПД
термостолбика в режиме максимальной мощности.
Рассмотрим режим максимального КПД Здесь удобно вместо
переменной J ввести новую переменную М по формуле
 T1  T0 
.
(1.52)
J
R ( M  1)
Безразмерная переменная M = Rl / R – это отношение сопротивления нагрузки (Rl ), замыкающей электрическую цепь термостолбика к внутреннему сопротивлению (R).
Тогда выражения для тепловых потоков, напряжения и мощности принимают следующий вид:
S  T1  T0  
zT0
1 z T1  T0  
1 
,
Q0 

(1.53)
2
l
 M  1 2  M  1 
S  T1  T0  
zT0
1 z T1  T0  
1 
,
Q0 

(1.54)
2
l
 M  1 2  M  1 
M
V   T1  T0 
,
(1.55)
M 1
2
 2 T1  T0 
M
,
(1.56)
W
R
( M  1)2
z
2
.

(1.57)
Параметр z характеризует свойства материала и называется добротностью.
Такой подход позволяет выделить в выражениях для тепловых
потоков (1.53) и (1.54) в качестве главного члена тепловой поток,
39
обусловленный теплопроводностью, а тепло Пельтье и Джоуля
представить в безразмерном виде, удобном для оценок вклада этих
эффектов:
S  T1  T0 
,
(1.58)
Q 
l
S  T1  T0  zT0
,
(1.59)
QP 
l
M 1
S  T1  T0  z T1  T0 
.
(1.60)
QJ 
2
l
 M  1
Рассмотренному выше режиму максимальной мощности соответствует значение переменной М = 1.
Для определения значения М и, следовательно, соответствующего значения J в режиме максимального КПД, найдем решение
уравнения:
d
(1.61)
0,
dM
T T
(1.62)
M  M0  1 z 1 0  1 .
2
Если подставить значение М0 в выражения (1.53–1.56), можно
найти характеристики термостолбика в режиме максимального
КПД
В частности, при М = М0 значение КПД достигает своего максимального значения:
T  T M0 1
 1 0
,
(1.63)
T
T1
M0  0
T1
  C T ,
T T
C  1 0 ,
T1
M0 1
T 
.
T0
M0 
T1
40
(1.64)
(1.65)
(1.66)
Таким образом, КПД преобразования тепловой энергии в электрическую энергия  оказался равным произведению КПД цикла
Карно (С) и внутреннего КПД термостолбика (Т). Причем КПД
термостолбика зависит только от одной характеристики термоматериала, а, именно, от добротности.
При расчете термоэлектрического преобразователя довольно
часто можно использовать приближенные методы расчета [9, 10].
Это оказывается возможным благодаря малости членов, как в исходных дифференциальных уравнениях, так и в являющихся их
следствием уравнениях баланса. Для того, чтобы ощутить порядок
величин, проведем расчет характеристик термостолбика, изготовленного из низкотемпературного термоэлектрического материала
при следующих условиях:
l = 1 см; S = 1см2; T1 = 600 K; T0 = 300 K;  = 180·10-6 В/К;
 = 1.5 10-2 Вт/(см·К);  = 10-3 Ом·см; Z = 2 /  = 2.16 10-3 1/К.
При этих условиях, в режиме максимального КПД имеем:
М0 = 1.404;  = 0.106; J = 22.5 А; V = 0.032 В;
Q= 4.5 Вт; QP= 2.43 Вт; QJ= 0.5 Вт;
1
Q1  Q  QP  QJ  6.68 Вт ,
2
W  Q1  0.71 Вт , Q0  Q1  W  5.97 Вт .
Приведенные оценки показывают, что
 термоэлектрический термостолбик является низковольтным,
сильноточным источником электроэнергии;
 генерируемая электрическая мощность мала по сравнению с тепловыми потоками;
 основной вклад в тепловой поток вносит теплопроводность;
 тепло Пельтье составляет только 36%, а тепло Джоуля – 7.5% от
общего теплового потока.
Последний вывод играет существенную роль при разработке
приближенных инженерных методов расчета и алгоритмов численного решения систем уравнений баланса.
Определим, насколько электрическая мощность в режиме максимального КПД W max меньше своего максимально возможного
значения Wmax (в режиме максимальной мощности). Для этого
найдем отношение:
41
W M0 
2
 M 1 
(1.69)

1  0
 .
Wmax
W 1
 M0 1
При М0 = 1.404 второй член в выражении (1.69) равен 0.028, т.е.
потеря мощности в режиме максимального КПД составляет 2.8%.
Аналогичным образом можно сравнить и значения КПД в этих
двух режимах:
W max
 M 0 
2
 M 1   1

(1.70)
1  0
 1    M 0   .
 1

 M0 1  2
Поскольку (М0)1, данный результат практически совпадает с
предыдущей оценкой. Таким образом, мощность и КПД при переходе из одного режима в другой изменяются незначительно.
Выражение для теплового баланса при М=М0 можно привести к
виду:
S  T1  T0 
1
Q1 
M0
 Q M 0 .
(1.71)
1
l
1   M 0 
2
Из этого выражения видно, что влияние термоэлектрических
эффектов на тепловой поток Q1 приближенно можно учесть, увеличив коэффициент теплопроводности в М0 раз.
Поэтому для режимов, близких к оптимальному, передачу тепла
через термостолбик можно рассматривать как обычную теплопроводность с эффективным коэффициентом теплопроводности
eff = ·M0.
(1.72)
По результатам проведенного анализа режимов работы термостолбика в качестве преобразователя тепловой энергии в энергию
электрическую, можно сделать следующие выводы:
 для расчета характеристик термостолбика в стационарном режиме работы, когда характеристики термоэлектрического материала
не зависят от градиентов температуры в его объеме и не зависят от
координат, достаточно знать температуры на спаях термостолбика
и физические характеристики термоэлектрического материала;
 основной вклад в тепловой поток, проходящий через термостолбик, вносит обычная теплопроводность;
42
 влияние термоэлектрических эффектов в режиме, близкому к оптимальному, можно учесть, используя понятие эффективного коэффициента теплопроводности;
 термоэлектрический термостолбик является низковольтным,
сильноточным источником электроэнергии;
 генерируемая электрическая мощность мала по сравнению с тепловыми потоками.
1.5. Метод средних параметров
Свойства всех термоэлектрических материалов в рабочем интервале температур, как правило, изменяются в значительной степени. В этом случае при расчете характеристик термоэлектрического преобразователя уже нельзя пренебрегать их температурными зависимостями. Для примера на рис. 1.18 приведены температурные зависимости характеристик кремний-германиевого сплава.
Для расчета энергетических зависимостей термостолбика с переменными свойствами применяются различные численные и аналитические методы. Наиболее распространенным является метод
средних параметров, согласно которому характеристики преобразователя рассчитываются по тем же формулам, что и в случае постоянных свойств, а в качестве коэффициентов термоЭДС, теплопроводности и удельного электрического сопротивления термоматериала используются средние значения их функций [1, 10].
Метод средних параметров основан на приближенном решении
системы уравнений тепло- и электропереноса, из которого вытекает способ осреднения свойств материала.
Будем рассматривать наряду с плоскими термоэлектрическими
элементами (рис. 1.19a), термоэлементы цилиндрической (b) и сферической (c) форм. Это не создает дополнительных трудностей при
расчете, в то же время термоэлементы цилиндрической формы в
настоящее время широко применяются в термоэлектрических преобразователях.
Граничные условия запишем в виде:
T(x0) = T0 , T(x1) = T1 , (x0) = 0 , (x1) = 1.
(1.73)
43
44
Рис. 1.18. Зависимости коэффициента термоЭДС (а), удельного электрического сопротивления (б), коэффициента теплопроводности (в) и добротности (г) полупроводникового сплава
Si0.55-Ge 0.45 p- и n-типов проводимости от температуры
Рис. 1.19. Термоэлементы: a – плоской; b – цилиндрическойи
c – сферической форм
В качестве положительного направления для плотности тока j,
плотности теплового потока q и плотности потока энергии w выберем направление против оси x, т.е.
j = – jx , q = – qx , w = – wx.
Тогда для плотности тока, плотности теплового потока и плотности потока энергии можно записать следующие выражения:
1  dT d  
j  

,
(1.74)
  dx dx 
dT
(1.75)
q
 T j ,
dx
(1.76)
wq j,
d n 1
(1.77)
x w0,
dx
d n 1
x j  0,
1.78)
dx
где значения показателя n = 1, 2 и 3 соответствуют плоской, цилиндрической и сферической формам термоэлементов. Кроме того,
свойства материала являются функциями температуры:
 = (Т),
 = (Т),
 = (Т).
(1.79)
Примем следующие обозначения:
n 1
x 
x    0  dx ,
x
x0 
j(x*=0) = j0 , S(x*=0) =S0 .
x
*
45
(1.80)
(1.81)
При n  1 плотность тока j и площадь поперечного сечения термоэлемента S являются функциями координаты. Тогда уравнение
теплопроводности и граничные условия к нему принимают вид
d dT
dT
(1.82)

 j0    j0 2  0 ,
dx dx
dx
Т(0) = Т0,Т(l*) = Т1 ,
(1.83)
n 1
d
x 
l    0  dx ,   T * .
x
dx
x0 
Для получения соотношений баланса необходимо решить уравнение (1.82) (найти распределение температуры T(x*)) и подставить
его в выражения для тепловых потоков на спаях и вольт-амперной
характеристики:
 dT

Q0  S0     j0 T 
,
(1.84)
 dx
 x 0

x1
 dT

Q1  S0     j0 T 
,
 dx
 x l
T1
l
T0
0
V    dT  j0   dx .
(1.85)
(1.86)
Сравнивая случаи для n = 1, 2 и 3, видно, что решения для цилиндрической (n = 2) и сферической (n = 3) геометрий можно свести к плоской, т.к. решения для этих случаев находятся заменой
переменных l = x1 – x0 на l*, а плотность тока и площадь поперечного сечения берутся в точке x0. Поэтому в дальнейшем будем рассматривать только плоский термоэлектрический элемент (n = 1,
x0 = 0, x* = x, l* = l).
В отличие от уравнений с постоянными коэффициентами, характеризующими термоэлектрический материал, при произвольных
зависимостях ,  и  от температуры, аналитически решить уравнения (1.84)–(1.86) не удается. Однако можно получить его приближенное решение, которое в большинстве случаев, применяемых
на практике, обладает удовлетворительной точностью.
46
Возможность такого подхода обусловлена малыми величинами
тепла Джоуля и Томсона по сравнению с теплом, передаваемым
теплопроводностью. Как показывают численные оценки, тепло
Джоуля примерно на порядок величины меньше тепла, передаваемого теплопроводностью QJ  0.1 Q.
Сравним между собой величины тепла Томсона и тепла Джоуля
(второй и третий члены в уравнении теплопроводности 1.82) при
оптимальной плотности тока в режиме максимальной мощности:
 T1  T0 
,
(1.87)
j
2 l
dT T1  T0 
,

dx
l
(1.88)
dT
j
qT
d ln 
(1.89)
 2dx  2
 2к ,
qJ
j
d ln T
  Tk, k =0.5 – 1,
(1.90)
где k – показатель степени, описывающей зависимость коэффициента термоЭДС от температуры. Таким образом, при оптимальном
токе тепловыделение за счет эффектов Джоуля и Томсона одного
порядка малости.
dT
j0 
 j0 2  F ( x) .
(1.91)
dx
Эти слагаемые в уравнении теплопроводности можно рассматривать как малое возмущение и искать решение уравнения методом последовательных приближений.
Перейдем от дифференциального уравнения к эквивалентному
интегральному уравнению, проинтегрируем дважды по x в пределах от 0 до l и получим следующее выражение:
T1
l x
x
dT 1
1

   dT   F ( x) dx    F ( x) dx dx ,
dx l T0
l00
0
47
(1.92)
 T1

T1
T
T
1

dT 1


   dx  j  
dT dT     dT  

dx l T0
T0
 l T0  dT T0

dx


 T1

T
T
1





(1.93)
j  
dT
dT

dT

 dT  .
T0 
 l T0  dT T0  dT

dx
dx
dx


Выражение (1.93) представляет собой интегральное уравнение
относительно неизвестной функции температуры, стоящей в левой
части. При j = 0, когда тепловыделение за счет эффектов Томсона
и Джоуля отсутствует, уравнение (1.93) имеет точное решение
dT (0)  T1  T0 
,
(1.94)


dx
l
где  – среднеинтегральное значение коэффициента теплопроводности термоэлектрического материала в интервале температур T0 –
T1, рассчитанное по правилу:
2
T

1
1
 dT ,
T1  T0  T0
(1.95)
Решение (1.94) можно принять за нулевое приближение, и подставив его в правую часть (1.93), найти первое приближение и т.д.
Поскольку поправки за счет термоэлектрических эффектов малы,
такая последовательность приближенных решений будет быстро
сходиться к точному решению.
Если при определении функции (1.93) ограничиться первым
приближением, а в формулу для вольт-амперной характеристики
подставить нулевое приближение (1.94), то выражения для тепловых потоков на холодном и горячем спаях и вольтамперной характеристики принимают вид:
S  T1  T0 
Q0 
 J  T1  T0 1  nT   J  (T0 )  J 2 R 1  nJ  , (1.96)
l
S  T1  T0 
(1.97)
Q1 
 J  T1  T0  nT  J  (T1 )  J 2 R nJ ,
l
48
V   T1  T0   JR ,
T1
T
T1
    dT dT 
(1.98)
T
    dT dT 
 l
T
T
T
T
, nJ  1  0 0
,R
,
nT  1  0 0
2
2
 S
  T1  T0 
  T1  T0 
(1.99)
где R – внутреннее сопротивление термоэлемента, а nT и nJ представляют собой доли тепла Томсона и Джоуля, учитывающие их
вклад в балансах на спаях термоэлемента.
Приближенные уравнения балансов (1.96)–(1.99) удовлетворяют
закону сохранения энергии, т.е. разница тепловых потоков равна
генерируемой электрической энергии
Q1  Q0  W  JV .
При постоянных свойствах термоэлектрического материала эти
уравнения принимают вид, полученный ранее для термостолбика.
По этим выражениям можно производить любой теплоэнергетический расчет термоэлектрических преобразователей. Однако эти
расчеты будут громоздкими и поэтому было предложено дальнейшее упрощение формул.
Если дополнительно учесть тот факт, что характеристики термоэлектрического материала обычно являются гладкими, медленно
меняющимися функциями температуры, то при вычислении интегралов от этих функций можно выносить подынтегральную величину в средней точке интервала интегрирования
2
T
T1  T0 

1 1
f 
f (T ) dT  f (T01 )  f (T01 )
   f (T01 ) , (1.100)
T1  T0 T0
24
T0  T1
.
(1.101)
2
Применив этот подход к выражениям (1.5.27), получим
(1.102)
nT  nJ  1/ 2 .
Это приближение не влияет на вид вольт-амперной характеристики, а погрешность, вносимая в тепловые потоки в уравнениях
(1.97) и (1.98), будет небольшой еще и потому, что сами слагаемые,
перед которыми стоят эти коэффициенты, значительно меньше
главного члена, описывающего тепловой поток за счет теплопроT01 
49
водности. В результате преобразований (с учетом 1.102) получим
окончательный вид системы уравнений, описывающей теплоэнергетический баланс термоэлектрического элемента
S  T1  T0 
1
(1.103)
Q0 
 J  T0  J 2 R ,
l
2
S  T1  T0 
1
(1.104)
Q1 
 J  T1  J 2 R ,
l
2
(1.105)
V   T1  T0   JR .
Эти уравнения балансов и есть основные соотношения метода
средних параметром. Они полностью совпадают по виду с выражениями, полученными для термоэлемента в приближении постоянных свойств термоэлектрического материала, но характеристики
материала заменяются их среднеинтегральными значениями. Следовательно, можно использовать формулы, полученные для режимов максимальной мощности и максимального КПД.
Добротность термоэлектрического материала вычисляется по
формуле:
 .
z
2

Метод средних параметров нашел широкое применение в практических расчетах различных термоэлектрических устройств.
Оценим точность метода средних параметров. При некоторых
частных зависимостях характеристик термоэлектрического материала можно найти точные решения уравнений баланса. Практический интерес представляет случай, когда коэффициенты  и  не
зависят от температуры, а удельное электрическое сопротивление
является линейной функцией температуры:
 = const;  = const;  = a + bT.
Таким характером зависимостей можно описать кремнийгерманиевый термоэлектрический элемент в диапазоне температур
от 500 до 900 К.
Si0.7 – Ge0.3 : l = 1 см;
S = 1 см2;
T0 – T1 = 500 – 900 K;
6
  (1062  195.6ln T ) 10 В/К;
50
  (2.9  0.027 T ) 104 Ом×см;
d
 195.6 106 В/К.
dT
В табл.1.2 приведены результаты расчета тепловых потоков по
методу средних параметров и точные решения.
Анализ результатов показывает, что при токе, близком к оптимальному (J 30 A), погрешность в расчетах тепловых потоков не
более 1%, а в электрической мощности не более 2%. В рассмотренном примере свойства материала довольно сильно зависят от температуры, однако метод средних параметров дает удовлетворительные результаты.
  4.18 102 Вт/(см×К);
 T
Таблица 1.2
Результаты расчета тепловых потоков по методу средних параметров
и точные решения
J, A
10
20
30
40
50
Метод средних
параметров
Q0 ,%
Q1 ,%
0.39
0.37
0.67
0.64
0.95
0.82
1.24
0.94
1.47
1.01
Точные решения
Q0 , Вт
17.95
19.34
20.89
22.61
24.50
Q1 , Вт
18.66
20.43
22.03
23.46
24.72
В большинстве практических случаев дальнейшее увеличение
точности расчетов, по-видимому, не имеет смысла, т.к. метод
средних параметров дает результаты, совпадающие в пределах
ошибок измерений с экспериментальными. Это обстоятельство и
простота метода обусловили его широкое применение. На основе
метода средних параметров для отдельного термоэлемента строятся алгоритмы расчета сложных многоэлементных термоэлектрических генераторов.
51
1.6. Условия согласования характеристик
термостолбика и термоэлемента
Поскольку термоэлектрический преобразователь является сильноточным низковольтным источником электроэнергии, для получения заданной величины выходного напряжения термостолбики,
термоэлементы и термоэлектрические батареи соединяются в последовательную электрическую цепь.
Как было показано ранее, при рассмотрении условий работы
термостолбика для получения максимума электрической мощности
или максимума КПД необходимо создать условия, при которых
ток, протекающий через термостолбик, является оптимальным.
Wmax 
 2 T1  T 
2
4R
T  T M 1
max  1
T
T1
M 0
T1
JW 
J 
 T1  T 
,
2R
 T1  T 
R  M  1
(1.106)
,
(1.107)
T T
2
.
(1.108)
M  M0  1 z 1 0  1
z
2

Уравнения (1.106)–(1.108) получены при условии, что характеристики термоэлектрического материала не зависят от температуры.
В том случае, если характеристики термоэлектрического материала зависят от температуры, то для получения максимально возможных энергетических характеристик термостолбика, необходимо, чтобы оптимальные условия по току выполнялись вдоль всего
термостолбика. В противном случае рассогласование приводит к
внутренним потерям и ухудшению энергетических характеристик.
Условия согласования в термостолбике
Анализ условий согласования в термостолбике начнем с рассмотрения метода бесконечных каскадов, позволяющего вычислить
характеристики идеального термостолбика, в котором внутренние
потери отсутствуют.
52
Рассмотрим два варианта подключения нагрузки к термостолбику (рис. 1.20). В первом варианте (рис. 1.20а) термостолбик можно
представить в виде достаточно большого (в пределе бесконечного)
числа участков или каскадов, к каждому из которых подключена
нагрузка, обеспечивающая оптимальный ток в данном каскаде. Во
втором варианте к термостолбику подключена общая нагрузка.
Рис. 1.20. Термостолбик с независимыми нагрузками (а) и общей нагрузкой (b)
Для каждого каскада (рис. 1.20а) справедливы соотношения:
(1.109)
T0  T1  T , T1  T0  dT ,
При условиях (1.6.4) максимальный КПД для отдельного участка термостолбика определяется выражением
dT M  1
d k max 
(1.110)
M  1  zT .
T M 1
КПД участка термостолбика (по определению) равен:
dQ
.
(1.111)
d 
Q
Интегрируя вдоль термостолбика, получим
T
Q1 1 M  1 dT
ln

,
(1.112)
Q0 T0 M  1 T
где Q1, Q0 и T1, T0 – тепловые потоки и температуры на спаях термостолбика. С учетом выражения для КПД.
53
Q1  Q0
Q
(1.113)
1 0 ,
Q1
Q1
получим выражение для максимального КПД термостолбика по
методу бесконечных каскадов (формулу Зинера):
 T1 M  1 dT 
(1.114)
  1  exp   
.
 T M 1 T 
 0

При переменных свойствах среды в выражении (1.6.9) должны
использоваться функциональные зависимости свойств от температуры
 2 (T )
.
(1.115)
z (T ) 
(T ) (T )
Запишем выражение для КПД термостолбика с общей нагрузкой
(рис. 1.20 b). По форме записи оно аналогично выражению (1.107)
(формула Иоффе), но с учетом температурной зависимости свойств
термоэлектрического материала в приближении метода средних
параметров добротность вычисляется по формуле

2

.
(1.116)

Преобразуем выражение (1.107) и получим выражение для максимального КПД термостолбика с общей нагрузкой в приближении
метода средних параметров
z 
1
T M 0  1  1 T M 0  1 
1 
1 
 ,
T01 M 0  1  2 T01 M 0  1 
(1.117)
M 0  1  z  T01 .
T  T1  T0
T01  (T1  T0 ) / 2
Оценки для реальных величин параметров Т0=300 К, Т1 = 300 К,
z = 2 10-3 К-1 показывают, что второй член в скобках в (1.117) много
меньше 1.
1 T M 0  1
(1.118)
 0.053  1 .
2 T01 M 0  1
Следовательно, разложив выражение в скобках (1.117) в степенной ряд и ограничившись первым приближением, получим
54
T M 0  1  1 T M 0  1 
(1.119)
1 
.
T01 M 0  1  2 T01 M 0  1 
Формулу Зинера (в первом приближении) можно записать в ви1 
де
T
M  1 dT  1 1 M  1 dT 
1  
.
M  1 T  2 T0 M  1 T 
T0
T1
  
(1.120)
Достаточно сравнить только главные члены в выражениях
(1.119) и (1.120), которые удобно записать в виде:
z  T
,
(1.121)
1 
( M 0  1) 2
T1
z (T )dT
.
( M  1)2
T0
  
(1.122)
В случае, если свойства материала не зависят от температуры
z (T )  z   const , разложив функцию 1/ ( M  1)2 в ряд и подставив
Т0 = 300 К, Т1 = 300 К, z = 2 10-3 К-1 , получим
2


1 4M 0  1
2  T 
  11 1  3  103  . (1.123)
  1 1 
M

1




0
3
 48 M 0
 T01  
Второе слагаемое в квадратных скобках учитывает разницу в
КПД, рассчитанных по формулам Зинера и Иоффе. Таким образом,
при постоянных свойствах материала рассогласование в термостолбике с общей нагрузкой практически отсутствует.
Рассмотрим случай, когда свойства материала зависят от температуры. Анализ показывает, что выражение для КПД Зинера с высокой точностью можно записать в виде:
zT
,
(1.124)
 
( M 0  1)2
где
T
z
1 1
z (T )dT .
T T0
55
(1.125)
При сравнении (1.121) и (1.124) видно, что переход от формулы
Иоффе к формуле Зинера соответствует замене эффективной добротности (1.116) на среднеинтегральную добротность (1.125).
Как показывает анализ, соотношение между эффективной добротностью и среднеинтегральной добротностью можно записать в
виде:
2
 







T 2 






(1.126)
z  z 1     
.
        12 


Таким образом, для любого материала справедливо условие
(1.127)
z  z ,
и равенство справедливо только в случае, когда
(1.128)
   const .
Требование постоянства параметра (1.128) означает, что свойства термоэлектрического материала должны изменяться вдоль
термостолбика таким образом, чтобы ток был оптимален на каждом его участке.
Действительно, оптимальная плотность тока в режиме максимального КПД на участке длиной dx равна
 dT
j
.
(1.129)
  M  1 dx
При
zT  1 j  const , (M  1)  const
 dT dx   T l
    const .
Требование к постоянству параметра (1.128) справедливо и в
режиме максимальной мощности, когда оптимальная плотность
тока определяется выражением
 dT
.
(1.130)
j
2 dx
Условия согласования в сегментированном термостолбике
Критерий (1.128) получен для однородного материала с учетом
зависимости характеристик материала от температуры. Однако его
можно применять также и для анализа условий согласования в сег56
ментированном термостолбике, состоящем из двух или более различных материалов (рис. 1.21).
Рис. 1.21. Сегментированный термостолбик
Для термостолбика, состоящего из двух сегментов, причем в
пределах сегмента свойства материала считаются постоянными,
эффективная добротность определяется выражением:
2



2
1 


1 

2  2 11 




z  z 1 
,
(1.131)



 1  T1 11 1  z2 T2  
z1 T1  
  T2 2  2 


z T  z T
z 1 1 2 2 .
T1  T2
Для сегментов с близкими характеристиками и T1T2 выражение для эффективной добротности можно записать в виде
2
 1

1  
z   z 1  1  2
(1.132)
 .
 4  2 2 11  
Следовательно, если параметры / сегментов отличаются менее чем на 20%, то потери в добротности не превышают 1%.
Условия согласования в термоэлементе
До сих пор мы рассматривали в качестве источника электрической энергии отдельный термостолбик (рис. 1.21b). На практике
такая схема не применяется, т.к. отвод электрического тока от го57
рячего спая при помощи металлической шины приводит
к большим потерям тепловой
энергии. Поэтому элементарной ячейкой термоэлектрической батареи является термоэлектрический элемент, схема которого приведена на
рис. 1.22.
Термоэлектрический элеРис. 1.22. Схема термоэлектрического
мент состоит из соединенных
элемента
металлической шиной двух ветвей (термостолбиков) – положительной (р-типа) и отрицательного (n-типа) проводимости.
В положительной ветви ( > 0) ток течет от горячего спая к холодному, а в отрицательной ветви ( < 0) ток течет от холодного
спая к горячему. Такая конструкция термоэлемента позволяет замкнуть электрическую цепь на нагрузку при более низкой температуре токовыводов.
Поскольку две ветви соединены электрически последовательно,
а по тепловому потоку параллельно, то тепловые потоки и напряжения на ветвях складываются.
В этом случае выражения для тепловых потоков и напряжения
на термоэлементе записываются в следующем виде:
 S p  p Sn  g 
1
Q0  

(1.133)
 T  J ( p   n )T0  J 2 R ,
 lp

ln 
2

 S p  p Sn  g 
1
Q1  

(1.134)
 T  J ( p   n )T1  J 2 R ,
 lp

l
2
n


V  ( p  n )T  JR ,
(1.135)
 lp
l 
R  p
 n n  ,
(1.136)
 Sp
Sn 

n  n .
Свойства материала вычисляются по методу средних параметров.
58
В термоэлементе высоты ветвей обычно совпадают. Это необходимо для соединения их шинами и обеспечения тепловых контактов с источников тепла и холодильником.
Используя выражения (1.133)–(1.136), можно исследовать режимы максимальной мощности и максимального КПД для термоэлемента так же, как это было сделано для термостолбика. Обобщение результатов сводится к введению коэффициентов, учитывающих свойства и геометрические размеры обеих ветвей.
Добротность термоэлемента определяется выражением:
   
,
z 
          
2
p
n
pn
p
n
p
n
S l S l .
n p
(1.137)
(1.138)
p n
Параметр (6.34) выражается через геометрические размеры ветвей.
Для обеспечения максимума КПД термоэлемента необходимо
обеспечить максимум добротности. Это можно сделать выбором
геометрии термостолбиков, входящих в термоэлемент. Оптимальное значение параметра (6.34), при котором достигается максимум
КПД термоэлемента
1/ 2
  
(1.139)
  0   n p  .


p
n


При этом значении параметра (1.6.35) достигается максимальное
значение добротности, которое зависит только от свойств материалов и не зависит от размеров ветвей:
z0 
   
p

2
n
 з  з  n  n

2
.
(1.140)
На практике не всегда удается выполнить условие (1.6.35). Для
оценки связанных с этим потерь преобразуем формулу (1.6.33) к
виду
59
z0
z pn 
1
  

1   
2
,
(1.141)
0

2
0
1/ 2
  
 n n  .
(1.142)
  p p 


Если свойства материалов ветвей близки, то параметр (1.6.38)
приблизительно равен единице. Следовательно, вблизи максимума
добротности, когда
 0

1   1,
выражение для добротности можно записать в виде
2
 1

(1.143)
z pn  z0 1     0  .
 4

Добротность z0 не зависит от размеров ветвей и для пары выбранных материалов является предельно достижимой величиной.
Однако даже при выполнении условия   0 последовательное
электрическое соединение ветвей в общем случае не позволяет
каждой их них работать в режиме максимального КПД Запишем
выражение для оптимального тока, протекающего через термоэлемент, состоящий из последовательно включенных ветвей р- и nтипа
Si i T
J  J p  Jn 
i  p, n .
(1.144)
 M i  1 i li


Если выбрать оптимальный параметр 0 для термоматериалов с
близкими характеристиками, то условие согласования ветвей – это
равенство добротностей материалов ветвей.
M p  M n   0 z p   zn 
(1.145)
У большинства термоэлектрических материалов, применяемых
на практике, коэффициенты термоЭДС, как правило, отличаются
незначительно. В то же время, коэффициенты теплопроводности и
60
удельные электрические сопротивления могут отличаться в несколько раз.
При условии равенства коэффициентов термоЭДС выражение
для максимальной добротности термоэлемента (1.6.36) можно записать в виде
2
z p   zn      1  2  4  1 
(1.146)
z0 
p  p ,
1  
.

2
2
    1  1  

При условии   1  1 получим
z0 
z p   zn   3
2
1     1  .

2
 4

(1.147)
Таким образом, использование материалов, для которых 1,
приводит к снижению добротности термоэлемента по сравнению
со среднеарифметической.
Вместе с тем имеется дополнительная возможность снизить потери, обусловленные рассогласованием ветвей. Как уже отмечалось в разд. 2, максимальные добротности ветвей термоэлемента
достигаются при некоторых оптимальных концентрациях носителей тока при введении легирующих примесей. Обычно такую оптимизацию проводят для материала каждой ветви в отдельности,
что не всегда обеспечивает максимума добротности термоэлемента
в целом. В общем случае функцию (1.140) Z0 следует оптимизировать по двум независимым переменным – концентрациям носителей тока в ветвях р- и n-типов проводимости.
Анализ показывает, что связь между добротностью Z2 термоэлемента, для которого оптимизация проводилась комплексно (для
двух ветвей), и добротностью Z1 термоэлемента с раздельной оптимизацией ветвей можно записать в виде
1
  1   2 
(1.148)
z2  z1 1  
  .
  1    
Из (1.6.44) следует, что Z2  Z1 при любых значениях параметра .
Однако заметного увеличения добротности (более 10%) за счет
совместной оптимизации концентрации носителей в ветвях термо61
элемента можно получить только для материалов с сильно различающимися свойствами, когда  < 1/2 или  > 2.
Таким образом, можно сделать следующие выводы.
1. Если свойства термоэлектрического материала не зависят от
температуры, рассогласование в термостолбике с общей нагрузкой
практически отсутствует.
2. Если свойства термоэлектрического материала зависят от температуры, то для достижения максимальных характеристик термостолбика в нем должно выполняться условие (T)/(T)(T) = const.
3. Для достижения максимальных характеристик термоэлемента
необходимо согласовать как геометрические размеры ветвей, так и
величины добротности ветвей, образующих термоэлемент.
1.7. Алгоритм расчета электрического сопротивления
коммутации ветвей термоэлектрического элемента
Как отмечалось ранее, в термоэлектрическом элементе ветви ри n-типа включены в последовательную электрическую цепь при
помощи коммутационной шины. Следовательно, электрическое
сопротивление термоэлемента представляет собой сумму электрических сопротивлений ветвей и коммутационной шины. Вклад сопротивления шины в общее сопротивление термоэлемента может
составлять от 1 до 20%. Наличие этого сопротивления приводит к
дополнительной потере электрической мощности, вырабатываемой
термоэлементом. Кроме того, тепловые потоки подводятся к спаям
и отводятся от спаев термоэлемента через коммутационные шины,
что приводит к уменьшению разности температур между спаями
термоэлемента и, следовательно, термоЭДС.
Таким образом, при расчете термоэлемента необходимо проводить оптимизацию геометрических размеров коммутационных шин
с целью уменьшения потерь температуры (шина должна быть достаточно тонкой), а, с другой стороны, она должна быть достаточно
толстой, чтобы обеспечить минимум электрических потерь.
На рис. 1.23 изображен термостолбик высотой l с прямоугольным поперечным сечением S = ab, на одной стороне которого в
тепловом и электрическом контакте с ним расположена металличе62
ская коммутационная пластина (шина) толщиной . Направление
тока в шине и термостолбике показано стрелками.
Y

l
b
a
X
Рис. 1.23. Термостолбик с коммутационной шиной
Определим основные расчетные соотношения, позволяющие
оценить вклад сопротивления коммутационных шин в сопротивление термоэлемента.
В начале проведем приближенные оценки, предположив, что
плотность тока по сечению термостолбика постоянна. Тогда через
коммутационную пластину в сечение x проходит ток
x
(1.149)
J ( x)  J (a ) ,
a
где J(a) – полный ток, входящий в пластину при x=a.
Потеря электрической мощности в коммутационной пластине на
участке длиной dx равна
2
x 

dW   J (a)  c dx ,
(1.150)
a  b

где с – удельное электрическое сопротивление материала коммутационной пластины.
Потеря электрической мощности на шине длиной а равна
2
a
x 
1 a

W    J (a)  c dx  J 2 (a) c .
(1.151)
a  b
3 b
0
63
Из (1.7.3) получаем, что сопротивление коммутирующей пластины равно
1 c a
,
(1.152)
Rc 
3 b
т.е. сопротивление коммутирующей пластины составляет одну третью часть от полного сопротивления пластины в направлении тока.
Сравним величины сопротивлений термостолбика и коммутирующей пластины.
Rc 1 c a 2
 l
.
(1.153)

RT  T
RT 3 T  l
ba
Оценим отношение (1.7.5) для близких к реальности данным.
a  l  1 см ,   0.05 см , c  2 106 Ом×см , T  103 Ом×см
Rc
(1.154)
 0.013.
RT
В этом случае влияние коммутационной пластины незначительное. Эта оценка показывает, что при расчетах можно ввести ряд
упрощающих допущений.
Сначала проведем расчет в приближении тонкой коммутационной пластины, когда толщина пластины мала по сравнению с высотой термостолбика. Это допущение позволяет пренебречь изменением температуры и потенциала поперек пластины. Кроме того,
будем считать, что свойства материалов постоянны, т.е. выбраны
равными своим средним значениям.
Запишем граничные условия для температуры и электрического
потенциала
T  T0 , y  0
  0 , y  0 ,
(1.155)
T  T1 , y  l ,   1 , x  a, l  y  l   .
Граничные условия для температуры совпадают с граничными
условиями для термостолбика поэтому решать тепловую задачу нет
необходимости. Все остальные поверхности термостолбика и шины, неотмеченные в (1.155), считаем электроизолированными, т.е.
нормальная составляющая производной потенциала на этих поверхностях равна нулю.
64
Необходимо найти вольт-амперную характеристику термостолбика с коммутационной пластиной – зависимость напряжения на
нагрузке от полного тока
V   T1  T0   JR ,
(1.156)
V   0  1 
J  J (a) .
В нашем случае достаточно определить внутреннее сопротивление
термостолбика с коммутационной шиной.
С учетом закона электропроводности и закона сохранения заряда запишем уравнение для потенциала на коммутационной пластине:
 2 c  2 c
(1.157)
 2 0.
x 2
y
В соответствии с нашими допущениями, потенциал на пластине
с слабо зависит от координаты Y. Это позволяет использовать
среднее значение потенциала, определяемое выражением
l 
1
(1.158)
f ( x)   c ( x, y )dy .
 l
Интегрируя уравнение (1.157) по y в пределах от l до l+ с учетом, что производная потенциала при y = l+ равна нулю, получим
дифференциальное уравнение
c
d 2 f ( x) 1 c
(1.159)


0
y l  0 ,
y l 
dx 2
 y
y
с граничными условиями
df ( x)
f (a)  1 .
x  0  0,
dx
Решение уравнения (1.7.11) можно записать в виде
x x
1 c
f ( x)  1   
dxdx .
(1.160)
 a 0 y y l
Производную потенциала с на границе коммутационной шины
и термостолбика найдем, приравняв нормальные составляющие
плотности тока в шине и термостолбике
65
1  1 c
(1.161)

, y l,
 y c y
    T .
Здесь Ψ – обобщенный потенциал, который в области термостолбика удовлетворяет уравнению (1.7.14) с граничными условиями (1.163).
 2  2
(1.162)

0,
x 2
y 2
  0  T0 , y  0 ,
  f ( x)   T , y  l ,

 0, x  0, x  a .
1
(1.163)
x
Решение уравнения (1.162) может быть получено методом разделения переменных в виде:
  0   T0  y  T1  T0   f 0  
l
n
(1.164)
y
a
 sh
a  2 f ()cos n  d   cos n x


n  
a
a
n 1

sh l  a 0
a
Полный электрический ток найдем, проинтегрировав плотность
тока по сечению термостолбика
a
b 
(1.165)
J 
dx, 0  y  l .
 0 y
Задачу определения искомого внутреннего сопротивления термостолбика с коммутационной шиной можно сформулировать следующим образом.
Искомая величина R выражается через среднее значение функции f(x) и вычисляется по формуле
l  f
.
(1.166)
R  1
S
J
При этом функция f(x) удовлетворяет уравнению
66
f ( x)  1 
c J
x2  a2 
2  ba


2  1 n a
n
n 
n

 c  cth l  f ()cos  d   1  cos x  .
 n 1 n
a 0
a
a 

(1.167)
Анализ уравнения (1.167) показывает, что при малом влиянии
коммутирующей пластины (с0) функцию f(x) можно искать в
виде степенного ряда. Полагая в первом приближении
J
(1.168)
f ( x)  1  c
x2  a2 ,
2  ba
подставим эту в правую часть (1.167) и найдем функцию f(x) с точностью до квадратичного члена по с. Тогда выражение для внутреннего сопротивления термостолбика с коммутационной пластиной можно записать в виде
2
l  1 c a 2  c a 2   l  

,
R   1

(1.169)
 
S  3   bl    bl   a  


где
l
l 2 l  1
    3  3 cht n .
(1.170)
a
 a   a n 1 n
С учетом того, что, как правило, высота термостолбика не больше
его ширины, с ростом n гиперболический котангенс быстро превращается в единицу. Следовательно, выражение (1.170) можно
представить в виде:
l/a  1
l 2 l 
 l 
(1.171)
    3 (3)  1    ,
a  a
 a 
(3)=1.202 – дзета-функция Римана, а

1
l
1    2
,
(1.172)
l 

a
n 1 3 
n exp  2n   1
a 


быстро убывает с ростом l/a. В частности,
l/a=1
1(l/a)=0.004
0(l/a)=0.078.
(1.173)

67

Проведем анализ выражения для электрического сопротивления
термостолбика с коммутационной пластиной (1.169). Главный член
этого выражения l/S представляет собой электрическое сопротивление термостолбика. Слагаемое с учитывает электрическое сопротивление коммутирующей пластины в приближении постоянной плотности тока на границе термостолбика и пластины. Слагаемое 2с учитывает двумерные эффекты – искривление линий тока при переходе через границу раздела двух областей.
Оценим вклад этих слагаемых в общее сопротивление термостолбика с коммутационной пластиной в приближении тонкой
коммутационной металлической пластины.
a  l  1 см   0.05 см   103 Ом×см c  2 106 Ом×см
2
 с a 2 
с a 2
l
4
(1.174)
    0.078 .
 0.04

  4  10

l
 l
a


Оценки (1.7.26) показывают, что вклад второго слагаемого в
(1.174) составляет 1.3%, а третьего – 0.04%. Следовательно, последним слагаемым можно пренебречь и выражение для электрического сопротивления термостолбика с тонкой коммутационной
пластиной принимает вид
l 1 c a
R  RT  Rc   
.
(1.175)
ab 3 b
Предположение о постоянстве свойств термоэлектрического материала было необходимо только для упрощения процедуры отыскания малой поправки. При проведении расчетов по формуле
(1.175) удельное электрическое сопротивление термоэлектрического материала заменяется его среднеинтегральной величиной. Чтобы
учесть влияние коммутационной пластины и на втором спае термостолбика, нужно добавить еще одно слагаемое, по виду аналогичное второму слагаемому в (1.175).
Полученные соотношения позволяют рассчитать электросопротивление тонкой коммутирующей пластины из металла с высокой
электропроводностью. Однако в реальных конструкциях ТЭБ довольно часто применяют коммутационные шины из металлов с высоким удельным электросопротивлением (вольфрам, молибден,
графит). Эти материалы применяются с целью обеспечения термо68
стойкости конструкции, предотвращения химического взаимодействия разнородных материалов, взаимной диффузии и т.п. В этом
случае для уменьшения электросопротивления шины приходится
увеличивать ее толщину и приближение тонкой шины перестает
выполняться. Физически это означает, что уже нельзя осреднять
потенциал по координате Y при решении уравнения (1.157).
Вычислим электросопротивление «толстой» шины в приближении постоянства плотности тока по сечению столбика. Найдем решение уравнения (1.7.9) с новыми граничными условиями.
 2 c  2 c
(1.176)
 2 0,
x 2
y
c
 0, c (a, y )  1 ,
x x 0
c
 0,
y y l 
c
 j .
y y 
Сопротивление коммутации определим как отношение разности
потенциалов к полному току через сечение термостолбика.
a

1 
1
Rc 


c ( x, l )dx  .
(1.177)
 1

jab 
a0

После преобразований получим
1 a 
Rc  c F   ,
(1.178)
3 b  a 
48 x 
1


F    F ( x)  3 
cth  2n  1 x . (1.179)
3
 n 0  2n  1
2
a
Исследуем поведение F(x) в области 0  x  .
x  0 F  x   F0 ( x)  1  x 2 ,
(1.180)
32


x   F  x   F ( x)  3cx 1  3 ex 1  ex  ,
 c


16
1
c 3
 0.54275 .
 n 0  2n  13

69

(1.181)
Зависимости приближений (1.180), (1.181) и точного значения
функции F(x) (1.179) приведены на рис. 1.24. Анализ этих зависимостей позволяет сделать выводы о том, что с хорошей для практических расчетов точностью при /a < 0.5 можно пользоваться выражением (1.180), а при /a > 0.5 – выражением (1.181).
Как и следовало ожидать, при   0 (приближение тонкой шины) формула (1.7.31) переходит в (1.7.34). При бесконечно толстой
шине электрическое сопротивление шины стремится к постоянной
величине:
c
(1.182)
R  c .
b
Рис. 1.24. Функция F(x)
Рассмотрим алгоритм расчета сопротивления коммутации на
примере ТЭБ, состоящей из двух включенных последовательно
термоэлектрических элементов (рис. 1.25). В схему включены такие, часто применяемые на практике элементы, как термомеханические развязки (3, 5, 9, 11) и трехслойные коммутационные шины
(1+2, 12+13). Термомеханические развязки, как правило, изготавливаются из графита, а трехслойная коммутационная шина представляет собой триплекс, например, вольфрама – медь – вольфрам.
70
Рис. 1.25. Схема термоэлемента: 1+2, 12+13 – трехслойная коммутационная шина;
3, 5, 9, 11 – термомеханическая развязка; 4 – термостолбик n-типа; 6+7+8 – коммутационная пластина; 10 – термостолбик р-типа
На рис. 1.26 приведена эквивалентная электрическая схема одного из термоэлектрических элементов (участок А-В на рис. 1.25.).
Номера эквивалентных резисторов соответствуют номерам участков на схеме (рис. 1.25).
Рис. 1.26. Эквивалентная электрическая схема термоэлемента
Электрический ток через термоэлемент течет в следующей последовательности: трехслойная коммутационная шина (1+2), термомеханическая развязка (3), термостолбик n-типа (4), термомеха71
ническая развязка (5), коммутационная пластина (6+7+8), термомеханическая развязка (9), термостолбик р-типа (10), термомеханическая развязка (11), трехслойная коммутационная шина (12+13).
Геометрические размеры элементов по горизонтали и вертикали
обозначены буквами на рис. 1.25. В третьем измерении все элементы имеют одинаковый размер, равный h.
Целью расчета является определение сопротивления коммутации и отношения сопротивления коммутации к суммарному сопротивлению термостолбиков. Сопротивления участков 3, 4, 5, 9, 10,
11 рассчитываются по формулам:

Ri  i i , S3,4,5  bh, S9,10,11  dh i  3,4,5,9,10,11 , (1.183)
S1
c
(1.184)
R7  7 , S7  7 h .
S7
Расчет поперечной коммутации R6, R8 проводится с учетом
толщины шины. Если применимо приближение «тонкой» шины:
1
b
1
d
, R8  8
.
(1.185)
R6  6
3 h6
3 h8
Рассмотрим один из возможных алгоритмов расчета сопротивления участка 2, особенностью которого является то, что в качестве
поперечной коммутирующей пластины используется триплекс. На
рис. 1.27 приведена эквивалентная электрическая схема участка 2 и
аналогичного ему участка 12. В соответствии с принятыми обозначениями
1
b
(1.186)
R2i  2i
, i  1, 2,3 ,
3
h2i
i
(1.187)
R2i(i  1)  2i 2 , S2i  hb, i  1, 2,3 .
S2i
Сопротивления R2i также рассчитываются с учетом применимости приближения тонкой шины.
Суммарное сопротивление участка 2 (12) рассчитывается по
формуле для трех параллельно включенных резисторов (рис. 1.27)
72
Рис. 1.27. Эквивалентная схема R2 (R12)
1
1
1
1
.
(1.188)



R2 R21 R2 2  R2 21 R2 3  R2 32  R2 31
Сопротивление участка 1 (13) рассчитывается по формуле для
трех параллельно включенных резисторов (с учетом принятых обозначений на рис. 1.27)
a
(1.189)
R1i  2i
, S1i  h2i , i  1, 2,3 .
S1i
В результате расчетов можно определить сопротивление коммутации одного термоэлемента RC и сопротивление термостолбиков
RT:
RC  R1  R2  R3  R6  R7  R8  R9  R11  R12  R13 , (1.190)
(1.191)
RT  R4  R10 .
Отношение этих сопротивлений определяет потери электрической мощности на сопротивлении коммутации из-за эффекта Джоуля в термоэлементе, термоэлектрической батарее и термоэлектрическом генераторе, если в ТЭБ и ТЭГ нет дополнительных, значительной длины или малого сечения, коммутационных проводников.
(1.192)
r  RC RT .
Термоэлемент с развитой поверхностью контакта
На характеристики термоэлементов существенное влияние оказывают контактные термические и электрические сопротивления.
73
Это влияние связано с тем, что характеристики термоэлектрического материала в объеме термостолбика могут существенно отличаться от его характеристик в тонких приэлектродных слоях, что
приводит к уменьшению добротности термоэлемента по сравнению с добротностью термоэлектрического материала.
Одним из способов уменьшения сопротивления контактов на характеристики термоэлемента является развитие поверхности контакта коммутационной шины с термоэлектрическим материалом.
На рис. 1.28 приведена схема термоэлемента с коммутационной
шиной в виде чередующихся прямоугольных выступов.
Рис. 1.28. Схема коммутации: 1 – электрод; 2 – полупроводник
В результате расчета выражение для эффективной добротности
термоэлемента можно записать в виде:
S
S
1
(2h / S , )
2( H  h) S  
Z  Z0
,
(1.193)
S
S
1

1

(2h / S , Bi) 
2( H  h)  Bi S  

2

2h  Bi 
   1 2  sin  n 
th n


S   n 



 n  ,
(2h / S , Bi)  
 Bi
2h   sin 2 n 
n 1
Bi   th n
 1 

S  
2 n 
 n
74
S
, nth  Bi, n  1,2,... ,
2r
Z0 – добротность термоэлектрического материала;
Z – добротность термоэлемента с учетом контактного сопротивления.
При h = 0 выражение (1.193) приводится к виду:
r 

(1.194)
Z  Z 0 1     Z * .
 H 
Bi 
Таким образом, эффективная добротность термоэлемента с учетом контактного электрического сопротивления на плоском спае
всегда меньше добротности термоэлектрического материала.
Анализ зависимости (1.193) показывает, что увеличение поверхности контакта позволяет компенсировать уменьшение добротности за счет контактного электрического сопротивления.
На рис. 1.29 приведена зависимость относительного увеличения
добротности термоэлемента от параметра Bi, из которой следует,
что при 2h / S  10, Bi  0.3, (Z *  3 / 4Z0 ) увеличение добротности составляет 10%. Таким образом, увеличение поверхности контакта
коммутационной шины с термоэлектрическим материалом является энергетически выгодным.
По результатам данного раздела можно сформулировать следующие выводы.
1. Для достижения максимальных энергетических характеристик термоэлемента, ТЭБ и ТЭГ необходимо стремиться к минимальному сопротивлению коммутации.
2. При расчете сопротивления коммутации необходимо принимать во внимание соотношение высоты термостолбиков и толщины
коммутационных шин, применяя приближение «тонкой» или «толстой» шины.
3. Одним из возможных способов уменьшения контактных сопротивлений является развитие поверхности контактов за счет их
формы.
75
S  0,   0, S  S    1, Z  Z0
15
1
(Z-Z*)/Z* x10
2
2
3
10
a
2h/S = 1
0.8
1.0
5
0
0.0
b
0.2
0.4
0.6
Bi
1.2
Рис. 1.29. Зависимость относительного увеличения добротности от
параметра Bi: 1 – 2H/S = 10; 2 – 2H/S = 15; 3 – 2H/S = 20; a – S/(S+) = 0.9;
b – S/(S+) = 0.5
1.8. Условия согласования каскадов в термоэлектрической
батарее
Анализ коэффициента полезного действия по методу бесконечных каскадов показал, что если свойства термоэлектрического материала не зависят от температуры, то каскадирование не дает выигрыша в выходных энергетических характеристиках. Однако, поскольку добротность материала максимальна только в достаточно
узком температурном диапазоне, применение каскадов, состоящих
из разных материалов, а также составных (сегментированных) термоэлементов дает возможность увеличить эффективность преобразования. При этом материал каждого каскада (сегмента) должен
работать в оптимальном для него температурном диапазоне.
На рис. 1.30 приведена схема двухкаскадной батареи. По тепловому потоку каскады включены последовательно, а электрические выходы каскадов могут быть включены параллельно или последовательно.
Проведем анализ этих двух вариантов включения каскадов.
Мощность каскадной батареи равна сумме мощностей отдельных
каскадов. Причем мощность достигает своего максимального значения, когда каждый каскад работает в режиме максимальной
76
мощности. Последнее утверждение справедливо и для режима
максимального КПД.
Рис. 1.30. Схема двухкаскадной батареи: а – последовательное;
b – параллельное включение каскадов
В общем виде, пусть к i-тому каскаду подводится тепловой поток Qi и от него отводится тепловой поток Qi+1 (i = 1, 2…N). Тепловой поток Qi+1 поступает на следующий каскад и т.д. Тогда для
КПД i-того каскада можно записать выражение
Q  Qi 1
Q
(1.195)
i  i
 1  i 1 ;
Qi
Qi
КПД каскадной батареи определяется выражением
Q  QN 1
Q
(1.196)
  1
 1  N 1 .
Q1
Q1
Q
Q2 Q3 Q4 QN 1
(1.197)

 1  N 1 .
Q1 Q2 Q3
QN
Q1
Используя тождество (1.197) и выражения (1.195), (1.196), получим выражение для КПД каскадной батареи в виде
N
  1   1  i  .
(1.198)
i 1
Если КПД i-того каскада зависит от каких-либо параметров xj
(например, тока), то
77
(1.199)
   ( x1 , x2 ,...xN ) .
Оптимальные значения параметров вычисляются из системы
уравнений типа

(1.200)
 0 j  1, 2,...N .
x j
С учетом (1.198) и того факта, что КПД всегда меньше 1, получим
 j
(1.201)
 0 j  1, 2,...N ,
x j
т.е. для обеспечения максимума эффективности каскадной батареи
необходимо обеспечить максимум КПД каждого каскада.
При использовании каскадных батарей важное значение имеет анализ потерь, связанных с различными схемами включения
каскадов. Анализ проведем на примере двухкаскадной батареи.
Запишем выражения, описывающие характеристики каскадов
(вольт-амперную зависимость, мощность, максимальную моность,
ток в режиме максимума мощности)
(1.202)
Vi  Ei  J i Ri i  1,2 ,
(1.203)
Wi  J iVi ,
(1.204)
Wi max  Ei 2 4Ri , J i  Ei 2Ri ,
Ei – ЭДС каскадов и Ri – внутреннее сопротивление каскадов –
зависят от свойств материалов каскадов.
Запишем выражения для случаев последовательного и параллельного включения каскадов (рис. 1.30 a, b).
При последовательном включении каскадов (рис. 1.30 a)
(1.205)
V  U1  V1  V2 J  J1  J1  J 2 ,
(1.206)
U 2  Е1  E2  J ( R1  R2 ) ,
( E1  E2 )2
.
4( R1  R2 )
При параллельном включении каскадов (рис. 1.30 b)
E R  E2 R1
RR
U2  1 2
J 1 2 ,
R1  R2
R1  R2
W 1max 
78
(1.207)
(1.208)
W 2max 
( E1 R2  E2 R1 )2
,
4 R1 R2 ( R1  R2 )
(1.209)
( E1 R2  E2 R1 )2
.
(1.210)
4 R1 R2 ( R1  R2 )
Введем коэффициенты , E*и R*, характеризующие эффективность согласования каскадов, отношение ЭДС и внутренних сопротивлений каскадов
Wmax
,
(1.211)

W1max  W2 max
Е*  E1 E2 R*  R1 R2 .
Для последовательного соединения каскадов
( E *  R*)2
.
(1.212)
1  1 
( E *2  R*)( R * 1)
Для параллельного соединения каскадов
R * ( E * 1)2
.
(1.213)
2  1 
( E *2  R*)( R * 1)
Из (1.212) и (1.213) следует, что в последовательной схеме потери отсутствуют ( = 1) при E* = R*, а в параллельной при E*= 1.
О целесообразности применения последовательной или параллельной схемы можно судить по соотношению потерь
1  1
( E *  R*)2
.
(1.214)
B

1  2 R * ( E * 1) 2
Потери в обеих схемах равны (B=1) при E*=R* или R*=1. Последовательную схему следует выбирать при 1 > 2, а параллельную при 1 < 2 (рис. 1.31).
Следует отметить, что при последовательном соединении каскадов потери сильнее зависят от R*, чем при параллельном соединении (1.212) и (1.213). Внутреннее сопротивление в течение ресурса
ТЭБ может изменяться также за счет термомеханических повреждений термоэлементов и в этом случае параллельная схема является предпочтительней. С другой стороны, последовательная схема
позволяет получить большее выходное напряжение, что часто явW 2max 
79
ляется основным фактором при выборе схемы соединения каскадов.
 >
E*
<
1
E*=R*
<
1/2
 >
0
0
1
2
R*
Рис. 1.31. Области оптимальности последовательной и параллельной схем соединения каскадов
1.9. Оценка влияния тока утечки на энергетические
характеристики ТЭГ
Электропроводность электроизоляционных материалов, применяемых в термоэлектрических батареях и генераторах, как правило, на несколько порядков величины меньше, чем полупроводникового материала. Следовательно, при расчете отдельной термоэлектрической батареи, содержащей небольшое количество элементов, можно не учитывать потери электрической мощности,
возникающие из-за утечки тока через электроизоляцию.
В генераторах большой мощности с увеличением числа последовательно включенных термоэлементов его внутреннее сопротивление увеличивается, а сопротивление изоляции уменьшается,
что приводит к увеличению тока утечки на корпус генератора.
Дополнительным фактором, уменьшающим сопротивление изоляции, является образование на поверхности изоляции проводников при сублимации полупроводникового материала.
Оценим потери электрической мощности термоэлектрического
генератора, обусловленные утечкой тока через электроизоляцию.
80
На рис. 1.32 приведена схема генератора, состоящего из N соединенных последовательно ТЭБ. ЭДС батарей E могут отличаться
по величине из-за изменения температур вдоль генератора, при
этом внутренние сопротивления ТЭБ R будут изменяться незначительно. Электрическая цепь генератора шунтируется сопротивлениями r, через которые часть тока уходит на корпус генератора,
потенциал которого * постоянен вдоль ТЭГ. К клеммам генератора подключена нагрузка, на которой генерируется напряжение
U.
Рис. 1.32. Электрическая схема ТЭГ
Будем рассматривать три варианта схемы ТЭГ:
А – выходные клеммы изолированы от корпуса генератора;
В – левая на схеме клемма соединена с корпусом генератора;
С – правая по схеме клемма соединена с корпусом генератора.
Как уже отмечалось, учет токов утечки необходим только в генераторах с большим количеством ТЭБ. Следовательно, можно перейти от схемы с дискретными элементами к схеме с непрерывно
распределенными по координате X параметрами.
0<X<1 E=E(X),
r=r(X),
R=const.
(1.215)
Выражения, описывающие участок цепи dX , содержащим NdX
батарей
d   ( E  JR) NdX ,
(1.216)
1
1 d 
E
,

R
N dX 
  *
dJ  
NdX ,
r
d 2
dE
R
N
 N 2     * .
2
dX
dX
r
J
81
(1.217)
(1.218)
(1.219)
Выражение (1.216) описывает изменение потенциала, (1.217) –
ток в основной цепи генератора, (1.218) – изменение тока за счет
тока утечки, (1.219) – изменение потенциала вдоль генератора.
Для решения (1.219) определим граничные условия в виде
(0) = 0, (1) = U.
(1.220)
По известному распределению потенциала из выражения (1.217)
можно найти ток в основной цепи генератора, а суммарный ток
утечки определяется выражением
1
1
(1.221)
J L  N   0   * dX .
r
0
Или после интегрирования (1.219) от 0 до 1 суммарный ток
утечки
JL = J(0) – J(1).
(1.222)
В приведенных формулах неопределенной осталась одна постоянная величина * – потенциал корпуса генератора. Для схемы А
потенциал корпуса определяется из условия JL = 0.
Таким образом, для трех вариантов схемы можно записать условия:
А: * = U/2,
J = J(0) = J(1),
В: * = 0,
J = J(1),
(1.223)
C: * = U,
J = J(0).
Во всех трех случаях полезная мощность, выделяемая на
нагрузке
W = JU.
(1.224)
Определим энергетические характеристики трех вариантов схемы для случая, когда сопротивление утечки равномерно распределено вдоль генератора и изменение перепада температуры незначительно. Этот случай характерен для конструкции генератора, когда
тепло подводится и отводится при помощи тепловых труб. Решение уравнения (1.219) с граничными условиями (1.220) имеет вид
r = const, E = const,
1
U   * sh kX   * sh k (1  X )  ,
  * 
sh k 
82
(1.225)
R
.
(1.226)
r
Оценки будем проводить при условии обеспечения максимума
электрической мощности, выделяемой на нагрузке dW/dU = 0.
Для трех вариантов схемы генератора получим:
NE
А:
J L  0, U 
f1 (k ) ,
2
NE 2
sh k
2
.
(1.227)
W
f1 (k ), f1 (k ) 
4R
k 1  ch k
U k
NE
В, С:
JL  
f 2 (k ) ,
 ch k  1 , U 
RN sh k
2
kN
NE 2
th k
.
(1.228)
f 2 (k ), f 2 (k ) 
4R
k
В выражении (1.228) для тока утечки плюс соответствует схеме
В, а минус – схеме С.
Исследуем характеристики ТЭГ в зависимости от параметра k в
двух предельных случаях:
k0
1
1
(1.229)
f1 (k )  1  k 2 , f 2 (k )  1  k 2 ,
12
3
k
2
1
f1 (k )  , f 2 (k )  .
(1.230)
k
k
Как и следовало ожидать, при k = 0 для трех вариантов схемы
NE
NE 2
А, В, С
.
(1.231)
J L  0, U 
, W
2
4R
Второе слагаемое в выражениях (1.229) представляет собой
относительную потерю мощности за счет тока утечки. Следовательно, в вариантах В и С (соединение с корпусом одной из
клемм генератора) при малом k ≠ 0 эти потери будут в 4 раза
больше, чем в схеме А.
В другом предельном случае (1.230) для трех вариантов схемы
генератора:
W
83
r
E2 r
,
(1.232)
, W
R
2R R
E r
E2 r
В, С:
.
(1.233)
U
, W
2 R
4R R
Анализ выражений (1.232), (1.233) показывает, что при k  
напряжение и мощность уже не зависят от числа батарей N, т.е.
увеличение количества батарей не приводит к изменению выходных характеристик генератора.
На рис. 1.33 приведены графики функций f1(k) и f2(k). Отметим,
что соотношение f1(k)  f2(k) выполняется во всей области изменения параметра k.
А:
U E
Рис. 1.33. Функции f1(k) и f2(k)
На практике шунтирующее сопротивление r, как правило, неизвестно. Его можно определить, измеряя ток утечки в схемах В и
С. Для этого необходимо замкнуть одну из клемм генератора на
корпус через амперметр с малым внутренним сопротивлением.
Сопротивление изоляции вычисляется по формуле
U
.
(1.234)
Rins 
2J L
Понятно, что при малых k сопротивление изоляции равно сопротивлению N параллельно включенных сопротивлений r
Rins  r N .
(1.235)
84
Параметр k можно выразить через отношение сопротивления
генератора к сопротивлению изоляции
(1.236)
k  RTEG Rins .
Следовательно, при малых k относительная потеря мощности
для трех вариантов схем может быть записана в виде
1 RTEG
,
(1.237)
A 
12 Rins
1 RTEG
.
(1.238)
 B ,C 
3 Rins
При произвольных зависимостях E = E(X) и r = r(X) точное решение уравнения (1.219) найти не удается. Однако можно найти
приближенные решения для практически интересных случаев, когда параметр k мал, т.е. малы потери мощности из-за утечек тока.
Условие малости тока утечки это один из критериев качества ТЭГ.
В результате преобразований получим следующие формулы:
1
N
U  U 0 1    , U 0   EdX ,
2 0
2
1
1

X

N 
W
  EdX  1    ,     XdX X  XdX  ,
4R  0
0

0

А:
JL  0
 1 1

 
  X 

dX 1 X
1 X
r
U0 
1
1
 
,
  N 2R  0  1
dXdX

X

dXdX








r
r
U
1
0 

0 0
0 0
dX



r


0
1
 
J L  NU 0   X 
 dX ,
r
U0 
0
1 X
1 1 

 
1
 
  N 2 R   X 
 dX     X 
 dXdX  ,
U0 
r
U0 
 0 r 

0 0
1
В:
С:
1
1
 
J L  NU 0   X  1 
 dX ,
r
U0 
0
85
(1.239)
1 X
1
 
  N 2 R   1  X 
 dXdX .
r
U0 
0 0
При постоянных E и r эти выражения переходят в (1.227) и
(1.228).
Определим полное сопротивление изоляции генератора через
экспериментально измеряемые величины токов утечки в схемах В и
С:
U
.
(1.240)
Rins 
J L ( B)  J L (C )
Тогда получим, что сопротивление изоляции обратно пропорционально среднеинтегральной электропроводности изоляции вдоль
генератора
1
 11 
(1.241)
Rins   N  dX  .
 or 
Для примера рассмотрим практически важный случай для варианта схемы А, когда ЭДС является линейной функцией X, а сопротивление утечки – константа. Этот вариант характерен для ТЭГ с
нагревом и охлаждением прокачкой теплоносителей.
r = const, E(X) = a + bX.
В результате вычислений получим выражение для потерь мощности из-за токов утечки, такое же, как и в случае E(X) = const
(1.237).
1 RTEG
.
(1.242)
A 
12 Rins
Следует отметить, что при неравномерном распределении сопротивления утечки потеря в мощности может быть больше.
По результатам анализа влияния токов утечки на выходные
энергетические характеристики ТЭГ можно сформулировать следующие выводы.
1. Схема ТЭГ, в которой выходные клеммы не соединены с корпусом генератора (схема А), обеспечивает минимум потерь мощности из-за утечек тока через электроизоляцию.
2. Применение схем В и С увеличивает потери мощности по
сравнению со схемой А в 4 раза.
86
3. Два практически важных варианта конструкции ТЭГ, когда
тепло подводится и отводится от ТЭГ тепловыми трубами и прокачкой теплоносителей, не отличаются по уровню потерь, обусловленных утечками тока в случае применения схемы А.
1.10. Оптимизация коэффициента упаковки термоэлементов
в термоэлектрической батарее
Одним из основных факторов, влияющих на эффективность
преобразования энергии в ТЭГ, являются потери перепада температуры на теплопереходах, через которые тепло подводится и отводится от термоэлектрического материала. Оказывается эти потери можно уменьшить выбором коэффициента упаковки – отношения площади термоэлементов к общей площади термоэлектрической батареи.
На рис. 1.34 показаны ветви термоэлемента шириной 2а, расположенные между многослойными теплопереходами толщиной  с
шагом 2b. Зазоры между термоэлементами заполнены теплоизоляцией.
Рис. 1.34. Схема термоэлектрической батареи
При неплотной упаковке термоэлементов температурное поле
вдоль оси Х является неизотермичным, что приводит к стягиванию
теплового потока с поверхности пропорциональной b к поверхности пропорциональной а, что и дает возможность проводить оптимизацию за счет коэффициента упаковки, изменяя отношение a/b.
87
Удельную электрическую мощность (мощность на единицу
площади) и КПД можно представить выражениями:
T
a
2
,
(1.243)
w  c z  T 
2
b
 0  1  T 
T
,
(1.244)
0  1  T
где <Т> – перепад температур между источником тепла и холодильником; с – константа; Т – термическое сопротивление ветви
термоэлемента; 1 – термическое сопротивление теплоперехода на
горячей стороне; 0 – термическое сопротивление теплоперехода на
холодной стороне.
Здесь предполагается, что КПД преобразования пропорционален перепаду температур и, следовательно, с=const. Следует отметить, что эти выражения справедливы, когда zT  0.1  0.2 . В этом
случае их точность достаточна для решения поставленной задачи –
анализа влияния коэффициента упаковки.
Термические сопротивления на горячей и холодной сторонах
определяются выражением:
b
a

1 1
1
    T ( x, )dx   T ( x,0)dx  ,
(1.245)
q b 0
a0

T(x,y) – распределение температуры в области соответствующего
теплоперехода.
Теплопереход, как правило, представляет собой многослойную
структуру с различными коэффициентами теплопроводности, его
можно рассматривать как анизотропную среду, причем  x   y .
  czT
При этом уравнение теплопроводности и граничные условия запишем в виде:
 2T
 2T
x 2   y 2  0 ,
x
y
T
T

0,
x x 0 x x b
88
(1.246)

q, y  0, 0  x  a,
T 
y
 0, y  0, a  x  b, .
y 
a
q , y  , 0  x  b.
 b
Решая уравнение теплопроводности, рассмотрим предельные
случаи.
Плотная упаковка: a / b  1
cz T 2
wmax 
,
(1.247)
      
4      
  y 0   y 1 
lopt      
(1.248)
T 
    .
   y    y 
0
1
В этом случае удельная электрическая мощность достигает максимального значения (1.247) при определенной величине термического сопротивления (1.248), зависящей от высоты термоэлемента.
Стремление к уменьшению массогабаритных характеристик
ТЭБ иногда вынуждает выбирать высоту термоэлемента меньше
оптимальной, что при плотной упаковке приводит к уменьшению
удельной электрической мощности.
Применение неплотной упаковки дает возможность компенсировать уменьшение удельной мощности при ограниченных габаритах. В частности,
a  
a  
0    , 1    ,
(1.249)
b   y 
b   y 
0
1
l a    a    
       .
(1.250)
 b   y  b   y  
0
1

При этих условиях достигается то же значение удельной электрической мощности (1.247). Наличие в (1.250) параметра a/b (коэффициента упаковки) позволяет уменьшить высоту термоэлементов при сохранении величины удельной мощности. Кроме того,
89
неплотная упаковка термоэлементов (при выполнении условия
(1.250)) приводит к увеличению КПД, т.к.  ~ (b / a).
Для сравнения энергетических характеристик при плотной и неплотной упаковке введем безразмерные параметры
0  1   ,

w

.
(1.251)
T *  T , w* 
, * 

w(a  b)
(a  b)
2
y
Тогда выражения для удельной мощности и КПД запишем в виде
a  1  T * 
(1.252)
w*  
,
b   * T * 
1  T *
.
(1.253)
* 
 * T *
Анализ (1.252) показывает, что выигрыш в удельной мощности
по сравнению со случаем плотной упаковки имеет место, когда высота термоэлемента меньше, чем оптимальная для случая плотной
упаковки.
T *  1, l  2 /  y .
В предельном случае, когда коэффициент теплопроводности
вдоль Х много больше коэффициента теплопроводности вдоль Y,
оптимальный коэффициент упаковки определяется выражением
 x   y , (a / b)opt  T * .
(1.254)
Примеры результатов расчета для конечного отношения коэффициентов теплопроводности приведены на рис. 1.35.
Из графиков видно, что при Т*= 0.4 и оптимальном коэффициенте упаковки a/b = 0.5 можно обеспечить выигрыш в удельной
мощности на 14% при увеличении КПД на 50% по сравнению с
плотной упаковкой.
90
Рис. 1.35. Зависимость безразмерной удельной мощности (w*) и КПД (*)
от коэффициента упаковки:1 – Т*= 0.4; 2 – Т*= 0.5; 3 – Т*= 0.6
1.11. Основные технологические процессы при изготовлении
низкотемпературных термоэлектрических батарей
Технология изготовления термобатарей довольно сложна и относится к высокой. В ее основе лежит производство отдельных
ветвей термоэлементов с последующим их контролем и соединением в термоэлементы и термобатареи методами пайки для низкотемпературных и высокотемпературных материалов и диффузионной сварки для среднетемпературных материалов [1].
Полный цикл или технологический процесс изготовления термобатарей можно условно разделить на три последовательных стадии:
 металлургия, техпроцесс синтеза полупроводникого термоэлектрического материала;
 техпроцесс изготовления ветвей термоэлементов;
 техпроцесс изготовления, сборки, монтажа термобатарей или
блоков термобатарей, термоэлектрических модулей.
Граница условности проходит по линии взаимопроникновения
стадий друг в друга, когда, например, металлургический процесс
совмещается в определенной степени с изготовлением ветвей или
даже фрагментов термобатарей.
91
Относительная завершенность каждой стадии позволяет в конечном итоге получить более качественные термобатареи, как по
выходным параметрам, так и по ресурсу и термостойкости. Достичь этого можно за счет оптимизации технологических параметров процесса изготовления, т.е. подбора оптимальных температур
ведения техпроцесса, давлений, контроля атмосферы и пр.
Низкотемпературные термоэлектрические материалы
Основным низкотемпературным термоэлектрическим материалом является стехиометрический Bi2Te3, обладающий проводимостями n- и p-типов в зависимости от легирования. Ширина запрещенной зоны у теллурида висмута сравнительно мала (всего
0,16 эВ) с отрицательным температурным коэффициентом (910-5
эВ/град).
При кристаллизации из расплава стехиометрического состава
всегда образуется Bi2Te3 с p-проводимостью, а при некотором избытке теллура  с n-проводимостью.
Тот или иной тип проводимости получается в результате легирования. Для получения n-типа используется CuI, AgI и CuBr, ртипа  Pb. При легировании теллурида висмута до оптимальных
концентраций получается материал с хорошими термоэлектрическими свойствами:
 добротность z =210-3 град-1 и более;
 эффективная масса электронов –0,45 me;
 дырок – 0,51 me;
 подвижность носителей тока n и р равна 300 см2/Bсек;
 коэффициент теплопроводности 310-2 Вт/смград;
 коэффициент термоЭДС – 170 мкВ/град.
В промышленности при изготовлении образцов Bi2Te3  Sb2Te3
для термобатарей наиболее распространен метод прессования порошка. Преимущество его заключается в высокой производительности и возможности получения образцов различной формы.
Другой важной группой материалов, необходимой для производства термобатарей из термоэлементов являются коммутационные материалы. Они служат для электрического соединения ветвей
термоэлементов и должны обладать высокой электропроводно92
стью, пластичностью, хорошей химической совместимостью с полупроводниками. При изготовлении низкотемпературных термоэлементов путем прессования в качестве коммутационных материалов чаще всего используются сплавы NiBi-Ni и Pb-Ag.
Третья группа материалов  электрические изоляторы, предназначенные для исключения потерь тока от термобатареи к деталям
термоэлектрического генератора (ТЭГ). Правильный подбор изоляционного материала в термобатарее является одной из наиболее
важных и сложных задач при создании ТЭГ. Изоляторы должны
длительное время (10 лет) выдерживать большие градиенты температур, подвергаться интенсивному химическому воздействию
полупроводникового и коммутационного материалов, быть идентичными с ними по коэффициентам линейного расширения и при
этом не изменять существенно своих электрических свойств. В
низкотемпературных термоэлементах с большим ресурсом работы
наиболее успешно в качестве электроизоляционного материала используется слюда толщиной 0,02–0,04 мм с удельным сопротивлением 1013–1015 Омсм и коэффициентом теплопроводности  710-4
Кал/смградсек.
К четвертой группе относятся все конструкционные материалы, из которых изготавливаются детали источников тепла и ТЭГ.
Для обеспечения стабильной работы термоэлементов в составе
термобатареи последнюю часто помещают в герметичную капсулу,
заполненную инертным газом (в данном случае He). Это позволяет
подавить деградацию выходных электрических характеристик термобатареи за счет окислительных механизмов.
Термоэлектрические батареи, как правило, электрически изолированы от горячих и холодных теплопроводов (источников тепла
и холодильников). В данном случае изоляция по холодной стороне
осуществляется с помощью окиси бериллия, а по горячей  с помощью специальной эмали.
Структура производства
Технологический цикл производства термобатарей и термогенераторов должен содержать следующие основные участки:
 металлургический – синтез термоэлектрического материала, подкоммутации, припоя;
93
 порошковое производство – приготовление и рассев порошков,
холодное брикетирование и горячее прессование ветвей;
 сборочный участок – пайка и сборка термоэлементов, термобатарей, генераторов;
 слесарно-механический участок – подготовительные операции,
вырубка коммутационных пластин, слюды, ремонт оборудования,
изготовление пресс-инструмента, пескоструйная обработка поверхностей ветвей;
 участок эмалирования – покрытие ветвей, термоэлементов эмалью, травление коммутационных пластин, приготовление паяльных
флюсов, очистка от флюса, обезжиривание;
 термический участок – термообработка ветвей, отжиг, сушка
эмали;
 участок контроля и упаковки.
Металлургия (синтез полупроводникового термоэлектрического материала)
Синтез материала содержит около 20 технологических операций. Маршрутно-технологическая схема процесса представлена на
рис. 1.36.
Дробление слитков
Bi, Te, Se, Sb
Приготовление навесок компонентов
ТМ, засыпка в тигли
Синтез
термоэлектрического
материала
Контроль качества ТМ
Синтез материала
подкоммутации
Синтез припоя
Рис. 1.36. Маршрутно-технологическая схема процесса синтеза
полупроводникового термоэлектрического материала
94
Производства, специализирующиеся на выпуске продукции на
базе термобатарей, применяют синтез термоэлектрического материала методом сплавления исходных компонентов с предварительной очисткой или без нее.
Синтез проводится в отвакуумированных и загерметезированных (кварц, тугоплавкое стекло) ампулах, в установках синтеза под
давлением инертного газа, чаще аргона. При этом исходные компоненты помещаются в тугоплавкий тигель из стеклоуглерода или
керамики. Широкое распространение получил способ сплавления
под слоем флюса. Как правило, таким способом синтезируют материал р-типа. Предварительную очистку исходных компонентов
проводят методом дистилляции, продувкой водорода, зонной
очисткой.
Синтез термоэлектрических материалов предполагает предварительную очистку (дистилляция и продувка водородом) теллура,
синтез в кварцевых ампулах или в установке под давлением аргона.
Исходные материалы Te, Sb, Se, Bi изготавливаются соответствующей отраслью промышленности.
Порошковое производство (изготовление ветвей термоэлементов)
На всех производствах для изготовления ветвей термоэлементов
применяют методы порошковой металлургии, суть которых заключается в прессовании порошка термоэлектрического материала,
или экструзии. Прессование порошка получило наибольшее распространение, т.к. позволяет припрессовывать переходные антидиффузионные слои или осуществлять коммутацию ветвей в термоэлементы припрессовкой соединительных шин.
Экструзия ветвей не получила распространения из-за отсутствия надежного способа коммутации. Хотя в последнее время
начали применять ионно-плазменные технологии для нанесения
различного рода металлов. Маршрутно-технологическая схема
прессования порошка термоэлектрического материала представлена на рис. 1.37.
Порошок термоэлектрического материала предварительно брикетируется, затем с использованием клеевой связки на рабочие
95
торцы брикетов наносится антидиффузионный слой порошка антимонида никеля с последующим прессованием ветвей на воздухе
и трехсуточным отжигом. Горячепрессованный брикет разрезается
на ветви требуемых конструктивных размеров. Процесс горячего
прессования ветвей менее производителен по сравнению с экструзией, но позволяет применять различные переходные слои.
Размол ТМ, получение порошков
Грохочение и
рассев порошков
по фракциям
Возврат отсева на
начальную стадию
получения порошков
Горячее
прессование
ветвей p- и
n-типа
Смешивание
порошков необходимого ситового состава
Холодное
брикетование
порошков p- и
n-типа
Плазменное нанесение
подкоммутационного
подслоя на ветви p- и
n-типа
Резка ветвей
p- и n-типа
Сбор отходов резки
Очистка ветвей
p- и n-типа
Отжиг ветвей
p- и n-типа
Термообработка
заготовок
p-типа
Контроль качества
ветвей p- и n-типа
Рис. 1.37. Маршрутно-технологическая схема процесса прессования
порошка термоэлектрического материала
96
Термический участок
Укрупненная маршрутно-технологическая схема представлена на
рис. 1.38.
Загрузка
ветвей
p- и n-типа в
контейнеры
Вакуумирование
контейнеров
Установка колец, ТБ,
ТЭМ на поддон
Отжиг
ветвей в
печи
Отжиг эмали в
печи
Разгрузка
печи
Разгрузка
печи
Рис. 1.38. Маршрутно-технологическая схема термического участка
Участок эмалирования
Основное оборудование: генератор ультразвуковой, ванна ультразвуковая и др.
Сборочный участок
В практике сборки термобатарей применяются два принципиально различных способа. Первый  это прижимные контакты,
позволяющие формировать термобатареи из различных материалов
(низко-, средне- и высокотемпературных), ветвей различной конфигурации по сечению и высоте, применять наиболее оптимальные
коммутационные материалы.
Однако из-за других существенных недостатков такой способ
коммутации не нашел широкого применения. Это, прежде всего,
высокие сопротивления электрических контактов, их зависимость
от окислительных свойств газовой атмосферы, в которой работают
термобатареи, во-вторых, это значительные габариты механических устройств, обеспечивающих прижим коммутационных пластин, что влечет за собой значительные тепловые потери, снижение
эффективности термогенератора.
97
Второй способ  это создание неразъемных соединений методами припрессовки, пайка различными припоями, диффузионной
сварки, заливкой расплавом коммутационного материала. Последними достижениями в коммутации ветвей термоэлементов является
использование различных видов плазменной технологии: плазменной, ионно-плазменной, магнетронное нанесение антидиффузионных и коммутационных слоев, применение детонационной (взрывной) технологии.
Организация неразъемных соединений ветвей в термоэлементы
позволяет получить сравнительно низкие сопротивления электрического контакта, наряду с удовлетворительными термическими
сопротивлениями. Вместе с тем организация неразъемного соединения требует тщательного подбора материалов, обеспечивая их
физико-химическую совместимость, согласование по коэффициентам линейного расширения, рабочим температурам.
Для низкотемпературных термоэлектрических материалов на
основе теллуридов висмута нашло применение два принципиально
различных способа коммутации ветвей при серийном производстве: припрессовка алюминиевой шины через антидиффузионный
слой порошкового Со; пайка ветвей Pb-Ge-припоем по антидиффузионному слою из антимонида Ni. Pb-Ge-припой имеет гарантированную толщину  0,2 – 0,3 мм, что обеспечивает достаточно высокую термостойкость за счет пластичности припоя.
Участок контроля
Одним из путей повышения качества термобатарей является организация контроля. Основным показателем качественного выполнения технологической операции, когда на термоэлектрический
материал воздействуют температурой и давлением, является контроль внутреннего сопротивления ветвей термоэлементов, сопротивления электрической изоляции. Возрастание внутреннего сопротивления выше допустимого предела является выбраковочным
параметром, так же, как и снижение сопротивления электрической
изоляции ниже установленного предела. Технологические операции, некачественно выполненные при групповой пайке или коммутации, приводят к перерасходу термоэлектрического материала,
удорожанию конечной продукции.
98
Глава 2.
АВТОНОМНЫЕ ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ЭНЕРГОУСТАНОВКИ НА ОРГАНИЧЕСКОМ ТОПЛИВЕ
НАЗЕМНОГО ПРИМЕНЕНИЯ
Неотъемлемыми атрибутами любого магистрального газо- или
нефтепровода являются станции катодной защиты, обеспечивающие электрохимическую защиту трубопроводов от коррозии.
Станции катодной защиты располагаются вдоль трубопроводов
через каждые 20–40 км и потребляют 0,5–1 кВт электрической
мощности. Значительные по длине участки строящихся и находящихся в эксплуатации магистральных трубопроводов проходят через малонаселенные районы Сибири и Крайнего Севера России.
Карта электроснабжения России (рис. 2.1) свидетельствует, что
именно эти районы в наименьшей степени обеспечены централизованными источниками электроэнергии.
Рис. 2.1. Карта электроснабжения России. Зоны электроснабжения:
– централизованного;
– автономного
Таким образом, проблема поиска источников электроэнергии,
способных в автономном режиме обеспечивать электропитание
станций катодной защиты магистральных трубопроводов в отдаленных районах России, является на сегодняшний день весьма актуальной. Один из способов решения этой проблемы – создание
99
источников электроэнергии малой мощности, работающих в автономном режиме с ресурсом не менее 10 лет и использующих в качестве источника энергии органическое топливо из трубопровода.
Кроме того, известна проблема жизнеобеспечения автомобиля и
водителя, работающих в северных регионах России, где в зимнее
время года двигатели транспортных средств (тягачей, автомобилей
и т.п.) практически не выключаются из-за сложности повторного
запуска в условиях низких температур окружающего воздуха. Одним из возможных путей решения этой проблемы является оснащение транспортного средства когенерационной системой, способной обеспечить его потребности в электрической и тепловой энергии на уровне, достаточном для запуска двигателя при температуре
окружающего воздуха до –50оС.
Настоящий раздел посвящен термоэлектрическим установкам,
способным решить задачи коррозионной защиты газопроводов и
жизнеобеспечения транспортных средств в условиях Сибири и
Крайнего Севера России [1, 11, 12].
Среди известных систем, использующих прямое преобразование тепловой энергии продуктов сгорания органического топлива в
электрическую энергию (термоэмиссионные, термоэлектрические
преобразователи) и топливные элементы с электрической мощностью до нескольких киловатт, длительным ресурсом до 10 лет в
настоящее время обладают только системы с термоэлектрическими
преобразователями, что делает эти системы наиболее предпочтительными для использования их в качестве автономных источников
тока и когенерационных систем – источников тока и тепла.
2.1. Физические основы термоэлектрических установок
В основе термоэлектрических установок лежит принцип прямого преобразования тепловой энергии в электрическую энергию.
Отличительной особенностью термоэлектрического преобразователя является отсутствие движущихся частей, что обеспечивает его
длительный эксплуатационный ресурс.
Основой рассматриваемой установки является термоэлектрический модуль, схема которого приведена на рис. 2.2 [1, 11–13]. Органическое топливо (газ, дизельное топливо и т.п.) и воздух посту100
пают в горелку после предварительной подготовки (фильтрация,
подогрев). Камера сгорания расположена внутри теплоприемника.
Продукты сгорания, проходя вдоль ребер труб теплоприемника,
отдают им тепловую энергию, которая нагревает теплоноситель,
заполняющий внутреннюю полость теплоприемника (зону испарения термосифона).
ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
БАТАРЕИ
СИСТЕМА
ОХЛАЖДЕНИЯ
ЗОНА
КОНДЕНСАЦИИ
ТЕРМОСИФОН
ПРОДУКТЫ
СГОРАНИЯ
ТЕПЛОПРИЕМНИК
ГОРЕЛКА
ДАТЧИК
ПЛАМЕНИ
ЭЛЕКТРОД
РОЗЖИГА
ОРГАНИЧЕСКОЕ
ТОПЛИВО
ВОЗДУХ
Рис. 2.2. Функциональная схема термоэлектрического модуля
Пар, образовавшийся при кипении теплоносителя, переносит
тепловую энергию в зону конденсации термосифона, на цилиндрической поверхности которого размещены термоэлектрические батареи. Тепловой поток проходит через термоэлектрические батареи, где частично преобразуется в электрическую энергию. Непреобразованный тепловой поток снимается с термоэлектрических
батарей на теплоноситель системы охлаждения. Конструктивные
решения системы охлаждения зависят от назначения термоэлектрической установки. Это может быть термосифон, рассеивающий
тепло в атмосферу (источник тока, тепло не используется), или система утилизации тепла (конвекторы, теплообменники в когенерационной установке), через которую прокачивается теплоноситель,
отводящий тепло от термоэлектрических батарей.
101
В наших разработках мы используем термоэлектрические батареи радиально-цилиндрической геометрии. Отличительной чертой
радиально-цилиндрических батарей, по сравнению с традиционно
применяемыми плоскими термоэлектрическими батареями, является их устойчивость к термоциклированию. Именно это позволяет
создать термоэлектрические преобразователи с длительным (до 10
лет) ресурсом.
2.2. Автономные термоэлектрические источники тока и
тепла АТИТ-500 и ТЭУ-500
Эти энергоустановки созданы ГНЦ РФ-ФЭИ (г. Обнинск) в интересах ОАО «ГАЗПРОМ» [11, 12].
Автономные термоэлектрические источники тока предназначены для обеспечения электропитанием и теплом станций катодной
защиты, телеметрических и радиорелейных систем, размещенных
вдоль магистральных газопроводов.
Автономные источники разработаны в двух модификациях:
 АТИТ-500 – источник тока;
 ТЭУ-500 – когенерационная установка (источник тока и тепла).
Тепло, снимаемое с холодных спаев термоэлектрического преобразователя, отдается окружающему воздуху (источник тока –
АТИТ-500) или используется для технологических нужд (когенерационная установка ТЭУ-500), например, для поддержания температурного режима в помещении радиорелейной или телеметрической станции, узла редуцирования давления газа и т.п.
Функциональные схемы АТИТ-500 и ТЭУ-500
Функциональные схемы АТИТ-500 и ТЭУ-500 приведены на
рис. 2.3 и 2.4. В состав установок АТИТ-500 и ТЭУ-500 входят следующие узлы и системы:
 система газоподготовки, предназначенная для очистки и подогрева газа перед редуцированием (для подогрева газа используется тепло продуктов сгорания, выходящих из горелок термоэлектрических модулей);
102
Рис. 2.3. Функциональная схема АТИТ-500
Рис. 2.4. Функциональная схема ТЭУ-500
103
 система газоснабжения, обеспечивающая безопасный алгоритм
работы установки в автономном режиме в соответствие с российскими и европейскими стандартами (содержит защитные
клапаны, редукторы, датчики давления и т.п.);
 термоэлектрические модули (ТМ) с инжекционными горелками,
оснащенными электродами розжига и контроля пламени; в
АТИТ-500 каждый модуль оснащен системой диссипации тепла
в виде оребренных труб; ТЭУ-500 имеет общую систему утилизации в виде конвектора, через который при помощи помпы
прокачивается жидкий, незамерзающий при температуре -50оС
теплоноситель;
 система согласования электрических выходов термоэлектрических модулей с нагрузкой;
 контроллер, обеспечивающий безопасный алгоритм работы
установки в автономном режиме;
●система связи, включающая передатчик, предназначенный для
передачи информационных сообщений на центральный диспетчерский пункт о состоянии установки при работе в автономном
реже.
Отличие от аналогов
Этим установкам присущи функциональная завершенность и
гибкость по отношению к запросам потребителей как по уровню
устанавливаемой электрической мощности, так и по уровню необходимого сервиса.
Основные отличительные черты:
 модульная архитектура установок позволяет гибко реагировать
на запросы потребителей по уровню устанавливаемой электрической мощности путем изменения числа термоэлектрических
модулей;
 термоэлектрические батареи радиально-кольцевой геометрии,
допускающие не менее 1000 термоциклов при не менее чем
10-летнем ресурсе;
 встроенная система газоподготовки;
104
 предусмотрены все виды защит, обеспечивающие безопасную
эксплуатацию установок в автономном режиме в соответствии с
российскими и европейскими стандартами;
 широкий диапазон выходных напряжений;
 система связи, позволяющая осуществлять дистанционный контроль состояния установки, что существенно снижает транспортные расходы на проведение профилактических или ремонтных работ;
 по своим характеристикам – техническим, эксплуатационным и
стоимостным эти установки превосходят известные мировые
аналоги.
Технические характеристики АТИТ-500 и ТЭУ-500
Вид топлива…………………………………………….природный газ
Источник топлива…………………..........магистральный газопровод
Давление газа на входе, атм………………….…………………до 100
Расход топлива, нм3/ч, не более………………..…………………......3
Электрическая мощность, отдаваемая
в нагрузку, Вт, не менее………………………….…………………500
Напряжение постоянного тока на
выходных клеммах, В………………………………….……….12 – 48
Тепловая мощность, отдаваемая ТЭУ-500 в нагрузку, кВт….........17
Температура окружающего воздуха, оС……………….……–50 – +30
Допустимое число термоциклов, шт., не менее………….….......1000
Ресурс, лет, не менее……………………………………..…………..10
Габариты:
АТИТ-500, мм ……………………………..1200×12000×3500
ТЭУ-500, мм…………………………………1500×1300×2000
Вес, кг, не более……………………………………..……………....500
2.3. Транспортная когенерационная система ТКС
Целью проекта является разработка термоэлектрической когенерационной системы, вырабатывающей электрическую и тепловую энергию и предназначенной для жизнеобеспечения водителя и
105
технологических нужд автомобиля, работающих, например, в
условиях зимы Сибири, Крайнего Севера и т.п.
Эксплуатация автомобиля в этих регионах имеет ряд особенностей: продолжительный период (до 9 мес.) с температурой воздуха
ниже 0оС (зимой до – 50оС); как правило, большие расстояния между городами, поселками и, следовательно, “теплыми” гаражами.
Эти особенности требуют для поддержания работоспособности автомобиля непрерывной работы его двигателя на холостых оборотах
даже во время длительных остановок.
При выключении двигателя автомобиля более чем на 1 ч, вязкость смазочных материалов и дизельного топлива из-за охлаждения резко увеличивается. Кроме того, увеличивается внутреннее
сопротивление электрического аккумулятора. В результате все эти
факторы не позволяют завести двигатель автомобиля без предварительного подогрева топливного бака и картера. Обычно это делается с помощью вспомогательных средств, таких как паяльная лампа
и др. Однако в случае, если аккумулятор разрядился, даже эти меры не позволят завести двигатель. Кроме того, подобная ситуация
создает большие трудности собственно человеку – водителю автомобиля, включая необходимость решения проблемы физического
выживания.
Предлагаемая автомобильная термоэлектрическая когенерационная система [12] предназначена для преодоления перечисленных
выше трудностей и должна удовлетворять следующим требованиям.
1. Для запуска холодного двигателя ТКС должна обеспечить:
 подзарядку аккумулятора автомобиля;
 подогрев топлива в топливном баке автомобиля;
 подогрев масла в картере двигателя.
2. Кроме того, для обеспечения комфортных условий для водителя автомобиля во время длительных стоянок или в аварийных
ситуациях, при неработающем двигателе автомобиля ТКС должна
обеспечить:
 обогрев кабины автомобиля;
 освещение кабины и электропитание габаритных сигнальных
огней;
106
 электропитание радиостанции или радиоприемника;
 электропитание технологических систем в условиях аварийного ремонта (сверление, пайка и т.п.);
 электропитание бытовых электроприборов (электробритва и
др.).
Функциональная схема ТКС
В состав ТКС, функциональная схема которой приведена на
рис.2.5, входят следующие основные блоки:
 горелка, работающая на дизельном топливе, с топливным насосом и вентилятором (В);
Рис. 2.5. Функциональная схема ТКС: В – вентилятор; ТО – теплообменник;
ТЭБ – термоэлектрические батареи; ТП – теплоприемник; ТЭГ – термоэлектрический генератор; ЭН – электронагреватель
 термоэлектрический преобразователь (ТЭГ), состоящий из теплоприемника (ТП), подводящего тепловую энергию от продуктов сгорания к горячим спаям термоэлектрических батарей,
107
термоэлектрических батарей (ТЭБ) и теплообменника, отводящего тепло от холодных спаев термоэлектрических батарей;
 теплообменники (ТО), размещенные в топливном баке, кабине
водителя и картере двигателя;
 теплообменник ТО1, предназначенный для сброса избыточного
тепла в летнее время, который может быть использован в качестве источника тепла для абсорбционного холодильника;
 помпа, обеспечивающая прокачку теплоносителя через теплообменники ТКС;
 электронагреватель (ЭН), предназначенный для подогрева топлива в топливном баке ТКС при запуске ТКС;
 система управления, обеспечивающая контроль за работой ТКС
и согласование выхода термоэлектрического преобразователя с
электрическими системами автомобиля.
Оценка максимально необходимой электрической и тепловой
мощности, проведенная для типового тягача мощностью 210 л.с.
показала, что ТКС должна вырабатывать ~ 600 Вт электричества и
~ 18 кВт тепла. При этом, как будет показано ниже, на собственные
нужды ТКС расходуется не более 140 Вт электричества, а 460 Вт
обеспечивают не только подзаряд аккумулятора, но и электропитание всех систем тягача, технологических и бытовых электроприборов.
В момент запуска электропитание системы контроля осуществляется от дополнительного аккумулятора, входящего в ТКС, или от
аккумулятора тягача. Как будет показано ниже, электропотребление ТКС при запуске составляет не более 380 Вт, а время, необходимое для выхода термоэлектрического преобразователя на рабочий режим, не более 30 мин. При напряжении 24 В аккумулятор
должен обеспечить ток 15.8 А. Следовательно, для запуска ТКС
достаточно иметь емкость аккумулятора не более 8 Ач.
Система контроля и управления обеспечивает следующий алгоритм запуска ТКС:
 электронагреватель (ЭН) мощностью 240 Вт подогревает дизельное топливо в топливном баке ТКС (объемом ~ 5 л) до температуры выше –10оС;
108
 включается топливный насос и вентилятор, обеспечивающие
поспупление рабочей смеси в камеру сгорания, потребляющие,
соответственно 10 Втэл и 40 Втэл.;
 производится розжиг горелки и осуществляется контроль пламени;
 включается помпа (90 Втэл), предназначенная для прокачки незамерзающего теплоносителя через теплообменники и съема
тепла с холодных спаев ТБ;
 при расходе дизельного топлива 1,73 л/ч в камере сгорания выделяется 19 кВт тепловой мощности;
 теплоприемник (ТП) термоэлектрического преобразователя
(ТЭП) отбирает от продуктов сгорания 13,6 кВт тепловой мощности и передает ее горячим спаям термоэлектрических батарей;
 тепло, снимаемое с холодных спаев (13 кВт), подогревает топливо в топливном баке и обогревает кабину автомобиля при
расходе тепла 7 кВт и 6 кВт соответственно;
 продукты сгорания подогревают картер двигателя при расходе
тепла 4,5 кВт;
 после выхода термоэлектрического преобразователя (ТЭП) на
рабочий режим (~ 30 мин), он вырабатывает 600 Вт электрической мощности при КПД преобразователя 4,4%. Аккумулятор
ТКС отключается и электропитание всей системы производится
от ТЭП. При этом электропотребление ТКС уменьшается до
140 Вт, а 460 Вт могут быть использованы для электропитания
систем автомобиля;
 производится подзаряд аккумулятора автомобиля и аккумулятора ТКС.
К этому моменту времени топливо и масло в системах автомобиля подготовлены к работе и становится возможным запуск двигателя.
Время, необходимое для подготовки к запуску холодного двигателя автомобиля и подзаряда аккумулятора при температуре окружающего воздуха –50оС, не более 2 ч.
109
Технические характеристики ТКС
Расход дизельного топлива, л/ч ……………………….…………1,73
Вырабатываемая тепловая мощность, кВт……………………….17,5
Вырабатываемая электрическая мощность, Вт…………………...600
Напряжение (постоянный ток), В……………………………….…..24
Электрическая мощность, потребляемая ТКС
на собственные нужды, Вт, не более
- во время «холодного» запуска от аккумулятора ………….……380
- после выхода на рабочий режим от ТКС………………….…….140
Время выхода на рабочий режим, ч, не более…………….…………2
Коэффициент использования топлива,%, не менее…….…………90
Габариты термоэлектрического модуля
с горелкой, мм……………………………………………600300300
Вес термоэлектрического модуля с горелкой, кг…………..………25
Ресурс, лет, не менее………………………………………..………..10
Оценка экономической эффективности ТКС
Стоимость ТКС с электрической мощностью 600 Вт на этапе
массового производства составит около 12000 долларов США.
Только за счет экономии топлива (двигатель выключен во время
длительных стоянок) срок окупаемости ТКС составит 3 – 4 года.
В данной оценке не учитывалась экономия, которая образуется
за счет увеличения срока эксплуатации двигателя из-за выключения его во время длительных стоянок. Кроме того, в стоимости
топлива (200 долл. США за 1 т) не учтена стоимость его доставки в
районы Крайнего Севера и Сибири.
Концептуальное проектирование ТКС показало техническую
осуществимость и экономическую целесообразность такой когенерационной системы. Необходимые и достаточные уровни электрической и тепловой мощности должны быть уточнены при разработке системы для конкретного типа транспортного средства с учетом
экономической целесообразности. Оценка величины необходимой
электрической мощности – 600 Вт может оказаться завышенной, и
снижение уровня электрической мощности до минимально необходимого позволит уменьшить стоимость ТКС.
110
Модификации предлагаемой когенерационной системы могут
быть применены для различных видов транспортных средств, таких как катер, яхта, туристический трейлер и т.п.
111
Глава 3.
КОСМИЧЕСКИЕ ЯЭУ ПЕРВОГО ПОКОЛЕНИЯ С ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИМ ПРЕОБРАЗОВАНИЕМ ЭНЕРГИИ
3.1. Наземный прототип космической ЯЭУ «Ромашка»
В 1964 г. в СССР в Институте атомной энергии им. И.В. Курчатова в кооперации с СФТИ и НИИ НПО «Луч» была спроектирована, сооружена и испытана первая в мире экспериментальная ЯЭУ
«Ромашка» с термоэлектрическим преобразованием тепловой энергии в электрическую. Разработка осуществлялась под руководством М.Д. Миллионщкова и Н.Н. Пономарева-Степного [14].
Н.Н. Пономарев-Степной
М.Д. Миллионщиков
Основным агрегатом этой ЯЭУ являлся высокотемпературный
ядерный реактор-преобразователь (РП) на быстрых нейтронах
(рис. 3.1), в котором тепло, генерируемое в активной зоне, передается за счет теплопроводности к расположенным на внешней поверхности отражателя высокотемпературным термоэлектрическим
преобразователям на основе кремний-германиевого сплава, генерирующим электроэнергию.
ЯЭУ «Ромашка», выведенная на мощность в 1964 г., успешно
проработала около 15000 ч, выработав при этом около 6100 кВт·ч
электроэнергии [14]. Основные характеристики РП ЯЭУ «Ромашка» представлены в табл. 3.1.
112
Рис. 3.1. Конструктивно-компоновочная схема реактора ЯЭУ «Ромашка»:
1 – ребра холодильника-излучателя; 2 – термоэлектрические преобразователи;
3 – регулирующий стержень; 4 – корпус ядерного реактора; 5 – верхний
отражатель; 6 – активная зона реактора; 7 – боковой отражатель
В соответствии с программой исследований ЯЭУ «Ромашка»
работала в следующих режимах по теплоотводу: теплоотвод с холодильника-излучателя (ХИ) только за счет излучения в испытательной камере при разрежении 10-5–10-3 мм рт. ст. (первые примерно 1200 ч); теплоотвод с ХИ за счет излучения и дополнительно
естественной конвекции гелия при давлении в камере 0,3–1,0 атм
(последующие примерно 14000 ч). В режиме сброса непреобразованного тепла с холодильника-излучателя ТЭГ ЯЭУ обеспечивал
при указанных выше температурах электрическую мощность 460–
475 Вт при постоянной оптимальной внешней нагрузке.
113
Таблица 3.1
Основные характеристики РП «Ромашка»
Характеристика
Диаметр а.з. (по кассетам), мм
Высота а.з. (по кассетам), мм
Наружный диаметр бокового отражателя, мм
Высота бокового отражателя, мм
Загрузка делящегося вещества по урану-235, кг
Масса РП (без приводов и регулирующих стержней), кг
Эффективная тепловая мощность РП, кВт
Электрическая мощность РП на нагрузке
(в начале ресурса), Вт
Электрической мощность в конце ресурса (15000 ч),
в % от начальной
Рабочее напряжение на клеммах РП, В
Количество термоэлементов в ТЭГ
Максимальная температура центра а.з. РП, К
Максимальная температура наружной поверхности
отражателя, К
Максимальная температура горячих спаев
преобразователя, К
Максимальная температура холодных спаев
преобразователя, К
Средний перепад температур на термоэлектрическом
материале, К
Общий поток нейтронов в центре а.з.,
нейтрон/(см2сек)
Общий поток нейтронов на границе а.з. РП,
нейтрон/(см2сек)
Значение
241
351
483
553
49
450
28,2
460–475
80
21
3072
2173
1233
1088
858
216
9,21012
7,41012
К концу 1000-часовых испытаний было замечено увеличение
внутреннего сопротивления ТЭГ (примерно на 8 %) и незначительное возрастание коэффициента термоЭДС. В связи с этими изменениями электрическая мощность РП уменьшилась на 5 %.
К концу ресурса (спустя 15000 ч) при номинальной тепловой
мощности внутреннее сопротивление ТЭГ возросло в 1,52 раза, а
114
коэффициент термоЭДС – в 1,16 раза. При этом электрическая
мощность РП уменьшилась до 80% от начальной.
Таким образом, испытания ЯЭУ «Ромашка» показали, что ТЭГ
на основе кремний-германиевого сплава теряет за ресурс 15000 ч
(около 1,8 года) до 20–25 % начальной электрической мощности
при дальнейшем темпе ее падения ~ 5,5 % в год.
Потеря электрической мощности объяснялась, в основном, возрастанием внутреннего сопротивления преобразователя из-за процессов диффузии, протекающих на границе «графитовая шайба –
кремний-германиевый сплав» с образованием слоя карбида кремния, имеющего большое омическое сопротивление и, частично, за
счет расслоения тепловых контактов по горячей стороне термоэлектрических элементов батареи.
3.2. Первая американская космическая ЯЭУ SNAP-10A
ЯЭУ SNAP-10A разрабатывалась в США фирмой «Atomics
International» в рамках программы SNAP (Systems of Nuclear
Auxiliary Power), активно осуществлявшейся в этой стране в конце
1950–1960-х гг. ЯЭУ SNAP-10A явилась первой в мире энергетической установкой с ядерным реактором, запущенной в 1965 г. в космическое пространство. Блок-схема ЯЭУ SNAP-10A и конструктивная схема ТЭГ–ХИ приведены на рис. 3.2 [4, 15].
Подвод тепла от реактора к ТЭГ осуществляется жидкометаллическим теплоносителем (эвтектический сплав натрия и калия), циркуляция которого обеспечивается кондукционным электромагнитным насосом (ЭМН). ТЭГ состоит из 120-ти модулей. Теплоноситель, нагретый в реакторе, проходит по трубопроводу модуля и отдает тепло цилиндрическим накладкам, к которым присоединяются
термоэлектрические элементы ТЭГ. Термоэлектрические элементы
соединяются электрически последовательно при помощи медных
перемычек на горячей стороне и алюминиевых пластинчатых излучателей на холодной стороне, отводящих непреобразованное тепло.
Каждый излучатель термоэлектрического элемента отделяется от
соседних зазором. Отдельные модули свариваются по три в монтажные сборки. Весь ТЭГ–ХИ состоит из 40 сборок, которые привариваются к кольцевым коллекторам и смонтированы на поверх115
ности конического каркаса, изготовленного из гофрированного титана с внутренними опорными кольцами. Эта коническая конструкция является основным силовым элементом ЯЭУ.
Рис. 3.2. Блок-схема ЯЭУ и конструктивная схема ТЭГ–ХИ:
1 – ЭМН с автономным ТЭГ; 2 – ядерный реактор; 3 – термоэлектрические
элементы; 4 – холодильник-излучатель (ХИ); 5 – труба контура теплоносителя;
6 – изолятор; 7 – коммутирующая пластина; 8 – вольфрамовые шайбы
Конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ SNAP-10A показана
на рис. 3.3. Ядерный реактор и радиационная защита (РЗ) закреплены на верхнем несущем кольце силовой конструкции. РЗ выполнена в виде стального контейнера, заполненного холоднопрессованным гидридом лития. ХИ–ТЭГ и другие агрегаты ЯЭУ располагаются в теневом угле, образованном РЗ. Максимальный диаметр
ЯЭУ SNAP-10А составляет 1,5 м, высота – 3,65 м, масса – около
450 кг.
Для питания ЭМН используется автономный ТЭГ из двух соединенных параллельно термоэлектрических элементов на основе
термоэлектрического материала свинец-теллур, замкнутых непосредственно на рабочий канал ЭМН, горячие спаи которых нагреваются проходящим через ЭМН теплоносителем, а необходимый
116
температурный перепад поддерживается за счет излучения пластинчатыми излучателями, присоединенными к холодным спаям.
Рис. 3.3. Конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ SNAP-10A:
1 – узлы крепления ЯЭУ к РН; 2 – компенсационный бак жидкометаллического
контура; 3 – ТЭГ–ХИ; 4 – ядерный реактор; 5 – ЭМН; 6 – радиационная
защита; 7 – силовой каркас; 8 – коллектор контура теплоносителя;
9 – аппаратурный отсек
Тепловые и энергетические характеристики термоэлектрического генератора ЯЭУ SNAP-10A на основе кремний-германиевых
элементов приведены в табл. 3.2.
Для отработки термоэлектрического генератора в процессе доводки ЯЭУ SNAP-10A было изготовлено около 1000 модулей. В
стендовых испытаниях температура горячего спая ТЭБ достигала
~ 973 К. При рабочих температурных условиях, приведенных в
табл. 3.2, длительность испытаний некоторых модулей превышала
один год. Полная наработка при номинальной температуре составила около 500000 модуль×ч.
117
Таблица 3.2
Тепловые и энергетические характеристики ТЭГ ЯЭУ SNAP-10A
Параметр
Значение
Температура теплоносителя, К
– на выходе из ядерного реактора
– на выходе из модуля
803
745
Тепловая мощность ядерного реактора, кВт
34
Средняя температура ХИ, К
588
Средний температурный перепад по
термоэлектрическому материалу, К
170
Добротность термоэлемента, град-1
0,5810-3
Число термоэлементов
1440
Рабочее напряжение, В
28,5
Электрическая мощность (в начале ресурса), Вт
540
Общий КПД преобразования, %
1,6
Масса 120-ти модулей, кг
68
Суммарная площадь излучателя, м
2
5,8
В ходе наземной отработки было испытано два полноразмерных
преобразователя с использованием электрического подогрева теплоносителя. Продолжительность каждого из этих испытаний составила 90 суток.
В 1964 г. были проведены наземные энергетические испытания
ЯЭУ SNAP-10A в штатной компоновке, причем перед началом
энергетических испытаний ЯЭУ была подвергнута воздействию
механических нагрузок, характерных для ракеты-носителя
«Agena», предназначенной для вывода КА с ЯЭУ SNAP-10A. Продолжительность энергетических испытаний, в которых в условиях
вакуумной камеры имитировались рабочие температурные усло118
вия, составила около одного года. В испытаниях наблюдалось ресурсное снижение электрических характеристик, особенно выраженное в течение первых 50-ти суток испытаний. По результатам
испытаний был сделан вывод о том, что созданная конструкция
термоэлектрического преобразователя может обеспечить его
надежную работу в рабочих температурных условиях при уровне
электрической мощности 500 Вт в течение года и допустимом
уменьшении КПД преобразования (на величину до 10 %) [15].
КА с ЯЭУ SNAP-10A был выведен на околоземную орбиту,
близкую к круговой, с высотой около 1300 км, т.е. на радиационно
безопасную орбиту (РБО). После достижения рабочей орбиты и
вывода ЯЭУ на энергетический режим началась эксплуатация
энергоустановки в космическом пространстве. На 43-и сутки, возможно, из-за неполадок в электрических системах КА ядерный реактор ЯЭУ был остановлен по команде с Земли. За время летных
испытаний (немногим более 1000 ч) было зафиксировано увеличение внутреннего сопротивления ТЭБ с 1,66 до 1,78 Ом, а также некоторое снижение электрической мощности (в пределах 5%). Следует отметить, что наблюдавшийся при отработке и испытаниях
несколько меньший темп деградации электрических характеристик
ТЭГ ЯЭУ SNAP-10A по сравнению с темпом деградации в российских разработках вполне мог быть связан со значительно меньшим
уровнем температуры теплоносителя.
3.3. Первая советская космическая ЯЭУ «Бук»
Разработка первой в нашей стране космической ЯЭУ была начата в Физико-энергетическом институте (сейчас ГНЦ РФ-ФЭИ) в
1956 г., когда стало известно, что в ОКБ-1 (сейчас РКК «Энергия»
им. С.П.Королева) под руководством С.П. Королева разрабатывается ракета-носитель Р-7, способная вывести на орбиту искусственного спутника Земли полезный груз большой массы. У ряда
сотрудников ФЭИ во главе с А.И. Лейпунским, И. И. Бондаренко,
В.Я. Пупко и В.А. Малых возникла мысль о возможности запуска в
космос спутника с ЯЭУ на борту. Эту идею поддержал и С.П. Королев [16, 17].
119
Первоначальная разработка концепции и ЯЭУ в целом была выполнена в ФЭИ. Первые проектно-конструкторские проработки
космической ЯЭУ мощностью до 5 кВт для специального КА были
начаты в ЦНИИ-58 в 1958 г. в соответствии с частным техническим
заданием ФЭИ.
А.И.Лейпунский
И.И. Бондаренко
В.Я. Пупко
В.А. Малых
К 1959 г. были выполнены проектно-конструкторские проработки трех типов ЯЭУ, которая тогда называлась установкой «Е»: паротурбинной (с ртутью в качестве рабочего тела турбины), газотурбинной (нейтральные газы и их смеси) и термоэлектрической.
Сравнительные разработки трех типов ЯЭУ показали явное преимущество термоэлектрической ЯЭУ. Однако в 1959 г. ЦНИИ-58
объединили с ОКБ-1 С.П.Королева, а с 1960 г. разработки по космической ЯЭУ «Е» были прекращены. Все проектно-конструкторские материалы по термоэлектрической ЯЭУ «Е» были переданы в авиационное ОКБ-670 М.М. Бондарюка, в котором с 1962 г. в
соответствии с Постановлением Правительства были развернуты
интенсивные работы по термоэлектрической ЯЭУ, получившей
новое название «Бук». Новые разработчики в ЯЭУ «Бук» сохранили выбранные в ЦНИИ-58 совместно с ФЭИ принципиальные
схемно-технические решения (двухконтурная схема, реактор на
быстрых нейтронах, термоэлектрический генератор, эвтектика NaK
в качестве теплоносителя) и ряд проектно-конструкторских (количество и размеры твэлов, шестигранная форма реактора, расположение органов регулирования и др.).
Практическая разработка ЯЭУ началась в начале 1962 г. и проводилась кооперацией организаций-разработчиков: МКБ «Красная
120
Звезда» (с 1972 г. – НПО, сейчас ОАО «Красная Звезда»), ФЭИ,
CФТИ (г. Сухуми) и ряда других под руководством главного конструктора МКБ «Красная Звезда» М.М. Бондарюка [17]. Научное
руководство разработкой осуществлялось ФЭИ. Были найдены более удачные технические решения, чем в американской установке
SNAP-10A, которые воплотились в первой отечественной космической ЯЭУ, получившей название «Бук» (другое название БЭС-5).
ЯЭУ «Бук» разрабатывалась для электроснабжения аппаратуры
космического аппарата (КА) морской космической разведки и целеуказания (МКРЦ) в течение всего времени активного существования КА на круговой орбите высотой около 260 км [17].
Для ЯЭУ «Бук» в ФЭИ был разработан компактный ядерный реактор на быстрых нейтронах, активная зона которого содержала 37
стержневых твэлов. В качестве топлива использовался высокообогащенный (90% по U235) уран-молибденовый сплав. Загрузка урана235 составляла около 30 кг. В боковом отражателе из бериллия
толщиной 100 мм были расположены продольно перемещаемые
стержни регулирования из бериллия диаметром около 80 мм. Тепловая мощность реактора была ограничена величиной 100 кВт,
электрическая мощность ТЭГ составляла ~ 3 кВт, а масса установки – около 900 кг [4, 17].
Разработку и создание батареи термоэлектрического генератора
(ТЭГ) для этой ЯЭУ осуществил Сухумский физико-технический
институт на ресурс 1,5 месяца. ТЭГ располагался внутри холодильника-излучателя за радиационной защитой. Батарея состояла из
высокотемпературного каскада (кремний-германий) и низкотемпературного (свинец-теллур). Горячие спаи нагревались жидкометаллическим теплоносителем (эвтектический сплав NaK ) до температуры 700оС, холодные спаи охлаждались также NaK теплоносителем при температуре около 350оС. Непреобразованное тепло излучалось в космос ХИ при температуре 300–350оС [4].
ТЭГ состоял из двух независимых секций: основной – для питания потребителей космического аппарата и вспомогательной
(насосной) – для питания электромагнитного насоса кондукционного типа, обеспечивающего прокачку жидкометаллического теплоносителя.
121
В период с 1963 по 1969 гг. проводились отработка жидкометаллического контура, испытания безреакторных образцов установки «Бук» с имитатором ТЭГ и эксплуатационного оборудования, а затем испытания безреакторной установки «Бук» с действующим ТЭГ.
В 1968–1970 гг. были проведены ресурсные реакторные испытания трех наземных энергоблоков ЯЭУ «Бук» на стенде Ц-14Э
(НПО «Красная Звезда»). Испытания первого энергоблока прошли
успешно, все задачи, поставленные перед испытаниями, были выполнены в полном объеме. Электрическая мощность основной секции ТЭГ за время испытаний (1200 часов) снизилась на 10% и в
конце испытаний составила 905 Вт и 1040 Вт при уровнях температуры горячих спаев ТЭГ соответственно 690 и 715оС. Нейтроннофизические характеристики реактора, исследованные в режимах
работы, удовлетворительно совпадали с расчетными значениями и
экспериментальными данными, полученными на физических сборках в ФЭИ.
Испытания второго энергоблока были прекращены вследствие
закипания теплоносителя первого контура в зоне реактора из-за
недостаточного давления в компенсационных емкостях. После доработки испытания были продолжены на третьем энергоблоке. После его успешного выхода на номинальный рабочий режим на
стенде Ц-14Э был проведен полный цикл полигонных испытаний
согласно программе летно-конструкторских испытаний (ЛКИ)
штатного образца ЯЭУ для КА «УС-А» [4, 17].
В результате выполненных расчетных, конструкторских и экспериментальных работ к 1970 г. были практически решены все
принципиальные проблемы создания ЯЭУ «Бук» с выходной электрической мощностью 2800 Вт и ресурсом работы около 1080 часов. Положительные результаты наземных испытаний позволили 3
октября 1970 г. осуществить первый запуск летного образца ЯЭУ
«Бук» в составе КА «Космос-367», который проработал на орбите
110 минут и был уведен на радиационно безопасную орбиту «захоронения» высотой 890 км по причине роста температуры первого
контура выше предельно допустимой.
По результатам первого запуска были доработаны датчики и логика работы температурного канала управления, а также снижена
122
мощность прогрева ЯЭУ. Далее было произведено еще три не
вполне удачных запуска ЯЭУ «Бук». И только 27 декабря 1973 г.
был запущен первый штатный образец ЯЭУ «Бук» в составе КА,
который полностью отработал на орбите все положенные ему по
техническому заданию 45 суток с требуемыми выходными характеристиками. К 1975 г., когда система МКРЦ, в состав которой
входил КА «УС-А» с ЯЭУ «Бук», была принята в штатную эксплуатацию, было уже проведено девять запусков этой энергоустановки.
Общий вид и основные элементы конструкции ЯЭУ «Бук»
представлены на рис. 3.4. Установка включает в себя последовательно расположенные вдоль ее оси ядерный реактор, «теневую»
радиационную защиту и ХИ коническо-цилиндрической геометрии
в виде системы оребренных трубок для протока теплоносителя,
объединенных входным и выходным коллекторами. ХИ располагается на силовой раме, стыкуемой с конструкциями КА.
Рис. 3.4. Общий вид и основные элементы конструкции ЯЭУ «Бук»
Следует отметить, что впервые в мире ЯЭУ «Бук» серийно изготавливалась в НПО «Красная Звезда» и в составе КА «УС-А» (ИСЗ
серии «Космос») в период 1970–1988 гг. выводилась на околоземную орбиту 32 раза для обеспечения функционирования системы
МКРЦ.
За весь период запусков КА с ЯЭУ «Бук» на борту произошли
три серьезные аварии. При запуске одного из КА с ЯЭУ «Бук»
вследствие выхода из строя двигателя доразгона КА не был выве123
ден на расчетную орбиту, и ЯЭУ с глубоко подкритичным реактором упала в Тихий океан. Наиболее крупная авария ЯЭУ «Бук»
произошла с КА «Космос-954», запущенным 18 сентября 1977 г.
Из-за разгерметизации приборного отсека КА и выхода из строя
датчиков перепада давления второго контура произошел отказ аппаратуры системы автономного управления, что привело к потере
ориентации КА, непрохождению команды на увод КА на высокую
орбиту «захоронения» и отказу системы автоматического увода
КА. В результате КА с ЯЭУ вошел в атмосферу и развалился, разбросав радиоактивные осколки на большой площади в северозападных районах Канады [4, 17].
На рис. 3.5 показан общий вид КА системы МКРЦ «УС-А» с
ЯЭУ «Бук».
Рис. 3.5. Общий вид КА системы МКРЦ «УС-А» с ЯЭУ «Бук»
После этой аварии особое внимание было уделено вопросам радиационной безопасности. Разработчики НПО «Красная Звезда»
успешно решили задачу радиационной безопасности ЯЭУ «Бук» на
случай возникновения подобных ситуаций. К уже существовавшей
системе увода реактора на высокую РБО была добавлена дублирующая система радиационной безопасности (ДСРБ), в которой с помощью пиропатронов происходило «отстреливание» и последующая фрагментация активной зоны реактора до уровня естественного фона.
Эта система убедительно доказала свою работоспособность в
декабре 1982 г., когда над южной частью Атлантики из-за отказа
систем КА «Космос-1402» произошло неуправляемое падение ЯЭУ
«Бук» в океан.
124
В связи с модернизацией КА системы МКРЦ («УС-АМ») была
произведена доработка ЯЭУ, при этом срок ее функционирования
был увеличен до шести месяцев, а электрическая мощность в конце
ресурса до 2,4 кВт. Было изготовлено три образца такой ЯЭУ. Первый запуск модернизированного варианта ЯЭУ был произведен 14
марта 1988 г. в составе КА «Космос-1932». Несмотря на то, что
установка нормально отработала по программе полета, дальнейшая
эксплуатация системы МКРЦ с ЯЭУ «Бук» в составе КА «УС-АМ»
была прекращена. Принятие решения о прекращении запуска в
космос КА с ЯЭУ на борту было вызвано не только сравнительно
низкими техническими характеристиками ЯЭУ, но и политическими причинами в связи с обострившимся противодействием международной общественности использованию ядерных объектов в
космосе.
3.4. Проект термоэлектрической ЯЭУ SP-100 (США)
Разработка космической ЯЭУ SP-100 с термоэлектрическим
преобразованием была начата в США совместно NASA, Министерствами энергетики и обороны США с участием ведущих фирм этой
страны в области аэрокосмической техники и атомной энергетики в
1985 г. Электрическая мощность базового варианта этой ЯЭУ
должна была составить 100 кВт, а ресурс работы в конечном итоге
предполагалось довести до 10-ти лет. Конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ SP-100 показана на рис. 3.6.
Базовый вариант конструкции ЯЭУ должен был допускать
«масштабирование» ЯЭУ как в сторону уменьшения ее размерности по электрической мощности (и массогабаритным характеристикам), так и в сторону увеличения.
Конструкция ЯЭУ SP-100 базировалась на следующих конструктивных решениях по основным агрегатам [2, 4]. Ядерный реактор на быстрых нейтронах с высокотемпературным топливом на
основе нитрида урана; двухкомпонентная теневая радиационная
защита (гидрид лития/вольфрам); двухконтурная система передачи
тепла из активной зоны ядерного реактора к ТЭГ и отвода непреобразованного тепла к ХИ путем циркуляции жидкометаллического теплоносителя (лития) посредством ЭМН с автономным термо125
электрическим источником электрической энергии; ТЭГ в виде
сборки унифицированных термоэлектрических элементов (ТЭ) на
основе
модифицированного
кремний-германиевого
сплава
(SiGe/GaP); ХИ на основе тепловых труб (рабочее тело – калий).
Максимальная температура литиевого теплоносителя на входе в
ТЭГ в проектных разработках варьировалась в диапазоне 1373–
1423 К, а средняя температура второго контура принималась на
уровне 800 К.
Рис. 3.6. Конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ SP-100:
1 – насосно-энергопреобразовательный сегмент; 2 – соединительные
элементы;3 – реакторный блок; 4 – энергопреобразовательная сборка
Конструкция систем преобразования энергии и теплоотвода в
ЯЭУ SP-100 проектировалась по модульному принципу в виде 12ти отдельных энергопреобразовательных сегментов, каждый из которых включает в себя секцию основного ТЭГ, ЭМН, секцию ТЭГ
питания ЭМН, ЭМН и одну из 12-ти петель циркуляционной системы теплоотвода, снабженную специальным пусковым контуром
расплавления литиевого теплоносителя. Энергопреобразовательный сегмент содержит шесть термоэлектрических преобразовательных сборок, в каждой из которых по 120 унифицированных ТЭ.
Одной из главных причин выбора термоэлектрического, а не
термоэмиссионного способа преобразования энергии для ЯЭУ SP126
100 было представление о том, что накопленный в США значительный опыт разработки и создания радиоизотопных генераторов
с термоэлектрическим способом прямого преобразования энергии
(РИТЭГ) на основе унифицированных термоэлементов может быть
без особых технических проблем распространен и на реакторные
ТЭГ. При этом считалось, что разработка и создание реакторных
термоэмиссионных преобразователей связана с серьезными техническими и технологическими трудностями. Последнее обусловливалось тем, что достаточно широко развернутые к концу 1960-х гг.
в США работы в этом направлении были практически полностью
свернуты в начале 1970-х гг. Кроме того, прогнозируемая масса
базового варианта ЯЭУ (менее 3000 кг) была ошибочно занижена в
несколько раз.
Спустя некоторое время после начала разработок специалисты
компании «General Electric», которая была определена головной по
программе SP-100, поняли ошибочность основной посылки о том,
что принципиальные конструктивные и технологические решения,
принятые в американских РИТЭГ электрической мощностью на
уровне десятков и сотен ватт с практически изотермичным (изотопным) источником тепла, могут быть без значительных технических проблем перенесены на реакторные ТЭГ с совершенно другими исходными конструктивными решениями и электрической
мощностью, по крайней мере, на два порядка большей. В результате специалисты фирмы «General Electric» столкнулись с проблемами, которые они не смогли преодолеть в течение нескольких лет
работы, в частности, с проблемой обеспечения необходимой для
стабильной работы генератора системы термических развязок в
протяженных конструкциях ТЭГ. Достаточно отметить, что за восемь лет, потраченных на разработку ЯЭУ SP-100, не было проведено ни одного даже стендового испытания сборки термоэлектрических элементов, принятой для ТЭГ этой ЯЭУ, с имитацией реальных температурных условий с помощью электрического подогрева. Таким образом, по крайней мере, те цели программы SP-100,
которые касались разработки термоэлектрического генератора и
высокотемпературной литий-ниобиевой технологии, достигнуты не
были. В результате программа SP-100 была закрыта в 1993 г.
127
Несмотря на значительные финансовые затраты на программу
создания ЯЭУ SP-100 (около 500 тыс. долларов) достигнутый уровень разработки к моменту прекращения этой программы представляется, по современным представлениям о возможностях термоэлектричества, достаточно низким.
128
Глава 4.
ОСНОВЫ ТЕРМОЭМИССИОННОГО МЕТОДА
ПРЕОБРАЗОВАНИЯ ТЕПЛОВОЙ ЭНЕРГИИ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКУЮ
4.1. Физические основы ТЭП
Термоэмиссионный метод является наиболее привлекательным
и освоенным для практических приложений, особенно в космосе,
при прямом преобразовании энергии среди других безмашинных
способов, таких как электрохимический, фотоэлектрический, термоэлектрический, магнитогидродинамический. Он основан на явлении термоэлектронной эмиссии, открытом Эдисоном в конце
XIX века. Первая исследовательская работа по применению термоэмиссии для генерации электроэнергии была опубликована
Шлихтером в 1915 г. [18]. Собственно термоэмиссионный преобразователь (ТЭП) подобен обычному радиотехническому диоду,
имеющему эмиттер электронов (катод) с температурой ТЕ и относительно холодный коллектор электронов (анод) с температурой
ТС, рис. 4.1.
тепла
C
e
Вакуум
или
плазма
TE
КОЛЛЕКТОР
подвод
QE
E
ЭМИТТЕР
+
отвод
QC
тепла
 TC
I
VL
электрическая
RL
нагрузка
Рис. 4.1. Принципиальная схема ТЭП
Первые экспериментальные и теоретические исследования ТЭП
были начаты в нашей стране в 1940 г. по инициативе А.Ф. Иоффе и
Н.Д. Моргулиса. В 1949 г. академик А.Ф. Иоффе предложил проект
129
вакуумного ТЭП. Однако в нем выход эмиттированных электронов
в вакуумный межэлектродный зазор (МЭЗ) приводил к созданию
объемного заряда, который мешал дальнейшей эмиссии электронов
эмиттера и прохождению тока через МЭЗ. В результате плотность
тока в вакуумном ТЭП оказалась недостаточной для генерации полезной электрической мощности при даже практически трудно
осуществимой величине МЭЗ ≲10 мкм. Плотность эмиссионного
тока оказалась порядка сотых-десятых долей ампера, а плотность
выходной электрической мощности составила <<1 Вт/см2. Поэтому
такие преобразователи не получили дальнейшего практического
развития.
В 1947 г. Н.Д. Моргулис и П.М. Марчук обнаружили, что введение пара цезия в МЭЗ ТЭП приводит к значительному увеличению
плотности тока разряда (на несколько порядков) [19]. Это было связано с компенсацией объемного заряда электронов в МЭЗ ионами
цезия, заполнением МЭЗ плазмой и получением так называемого
плазменного режима работы ТЭП с величиной плотности генерируемой электрической мощности порядка единиц-десятков Вт/см2 [20].
Соответственно при приемлемых уже в то время технических параметрах ТЕ = 1800–2000 К, ТС = 800–1000 К, d = 0,2–1 мм появились
возможности для использования ТЭП в практических задачах, особенно при создании ядерных энергетических установок для космических аппаратов. По существу, начиная с середины 50-х годов, в
нашей стране и за рубежом (в основном в США) начались системные исследования в области термоэмиссии, а также опытноконструкторские разработки различных термоэмиссионных ЯЭУ,
первый этап которых успешно завершился созданием и летноконструкторскими испытаниями в 1987–88 гг. установки «ТОПАЗ».
В опубликованных к настоящему времени отечественных [20, 22–32]
и зарубежных [33–35] монографиях, а также многочисленных статьях, докладах и другом представлены базовые знания по физике низкотемпературной плазмы и методам расчета характеристик, технологии изготовления преобразователей, рабочим телам межэлектродной среды, технике, аппаратуре и методам измерения характеристик,
проектированию термоэмиссионных электрогенерирующих систем,
петлевым испытаниям электрогенерирующих каналов (ЭГК) и сборок (ЭГС). В ставших уже классическими монографиях по тер130
моэмиссии [23–25, 34] приведены детальные сведения и описания
всех возможных режимов работы ТЭП: вакуумного и плазменного, в
том числе с поверхностной ионизацией цезия, квазивакуумного и
дугового. В настоящей работе будет рассматриваться развитой низковольтный дуговой режим работы ТЭП как основной режим генерирования электроэнергии в практически реализованной термоэмиссионной энергетической установке [26] и соответствующий комплекс конструкторских, нейтронно-физических, технологических и
испытательных проблем, связанных с как уже созданными термоэмиссионными ядерно-энергетическими установками (ЯЭУ) первого поколения, так и, главным образом, электрогенерирующими
системами и космическими ЯЭУ второго и последующих поколений.
В режиме генерации электроэнергии ТЭП используется левый
участок вольтамперной характеристики (ВАХ), когда к коллектору
приложено отрицательное напряжение относительно эмиттера.
Принципиальная форма ВАХ (зависимости выходного электрического тока I от разности потенциалов между электродами) такого
идеального диода (ТЭП) показана на рис. 4.2. Под идеальным понимиают такой ТЭП, в котором имеет место полная компенсация
объемного зараяда электронов и отсутствует рассеяние электронов
в МЭЗ [22]. В ТЭП эмиттер нагревается до температуры ТЕ и под
действием передаваемого ему тепла QE эмиттирует (испаряет) в
МЭЗ электроны. На коллекторе, охлаждаемом до температуры ТC и
отделенном от эмиттера МЭЗ величиной d, происходит конденсация электронов, преодолевших МЭЗ. Сконденсировавшиеся на
коллекторе электроны по внешней цепи возвращаются на эмиттер,
совершив полезную работу на электрической нагрузке RL, равную
Wэл. = IV, где I – ток, протекающий в цепи, а V – напряжение на
нагрузке. Непреобразованная в электричество часть тепла испарения эмиттированных электронов отводится от коллектора (QC). Количество тепла, уносимого эмиттированными электронами, а также
выделяющегося при их конденсации на коллекторе, определяется в
общем случае работой выхода электронов эмиттера Е, коллектора
С и температурой соответствующей поверхности эмиттера ТЕ и
коллектора ТС.
131
I
1
2
-V
0
3
+V
Рис. 4.2. Форма идеальной ВАХ ТЭП: 1 – участок тока насыщения jSE; 2 – участок задерживающего потенциала для электронов (ограничение эмиссионного
тока); 3 – точка контактной разности потенциалов (КРП), в которой eVE = ΦE – Φc
За работу выхода электрона принимают работу, которую необходимо совершить электрону против поверхностных сил, удерживающих электрон внутри твердого тела. Для металлов она равна
разности между энергией электрона, покоящегося вне тела, и энергией электрона, находящегося внутри тела на уровне Ферми. Уровень Ферми  или уровень электрохимического потенциала является характеристикой состояния электронов в металле. На рис. 4.3 в
качестве примера показаны диаграммы распределения потенциальной энергии электрона в электрической цепи ЭП для ВАХ, приведенной на рис. 4.2.
Плотность тока эмиссии электронов эмиттера, соответствующая
участку насыщения 1, описывается уравнением Ричардсона-Дэшмана:
  
jSE  A0 1  RE  TE2 exp   E  ,
(4.1)
 kTE 
где A0 = 4mek2h-3 = 120,4 A/(cм2K2) и называется постоянной
Ричардсона; RE – коэффициент отражения электронов от поверхности эмиттера; ТЕ – температура поверхности эмиттера; Е – работа
выхода электронов эмиттера (далее – работа выхода эмиттера); m –
масса электрона; е – заряд электрона; k – постоянная Больцмана; h –
постоянная Планка.
132
e
e
ΦС
μС
ΦЕ
Уровень
Ферми
коллектора
(μС)
ΦС
μС
ΦС
ΦЕ
ΦЕ
eV
eV
Уровень Ферми
эмиттера (μЕ)
а)
eV
μЕ
μЕ
б)
в)
Рис. 4.3. Принципиальная схема изменения потенциальной энергии электрона
в ТЭП с ВАХ, приведенной на рис. 4.2: а) – соответствует участку 1;
б) – соответствует участку 2; в) – соответствует точке 3
Такое же уравнение можно записать и для тока эмиссии с поверхности коллектора, подставив соответствующие ему значения Т
и . Формула (4.1) дает значение плотности эмиссионного тока
насыщения для случая, когда внешнее электрическое поле у поверхности электрода равно нулю.
При наличии внешнего электрического поля с напряженностью
Е эмиссионный ток не имеет насыщения и непрерывно увеличивается с возрастанием Е. Этот эффект получил название эффекта
Шоттки. С учетом Е плотность эмиссионного тока определяется в
общем случае формулой:

3
1

j  jS exp e 2 E 2 kT .
(4.2)
В (4.2) Е зависит от формы и величины приэлектродного потенциального барьера для электронов и пятнистости реальной поверхности электродов по .
Работа выхода эмиттера и коллектора ТЭП зависит от температуры электродов и состава межэлектродной среды, в которой они
находятся. Эти процессы для реальных электродов при рабочих
условиях ТЭП сложным образом влияют на эмиссионные характеристики электродов и будут рассмотрены в разд. 4.2. В общем случае
эмиссионные свойства чистых металлических электродов в цезиевой
межэлектродной среде ТЭП (Ме-Cs система) хорошо описываются
133
уравнением Ричардсона (4.1) при R = 0 (прозрачный для электронов приэлектродный барьер). На рис. 4.4 приведены удобные для
инженерных оценок и рассчитанные по формуле (1) зависимости
эмиссионного тока насыщения электродов ТЭП при различных  и
Т. Для большинства металлов значения работы выхода в вакууме
(0) лежат в диапазоне 4–5,5 эВ. Наименьшую работу выхода имеет цезий (1,8 эВ), а наибольшую – йод (6,8 эВ). Подробные данные
по эмиссионным характеристикам различных металлов и их химических соединений приведены в справочнике [37].
101
100
10-1
Ф=
Плотность эмиссионного тока
насыщения, А/см2
102
10-2
10-3
10-4
10-5
10-6
10-7
10-8
10-9
10-10
0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0
Температура, 103 К
Рис. 4.4. Температурная зависимость термоэмиссионного тока насыщения при
различной работе выхода электрода
Напряжение VL, генерируемое ТЭП во внешней цепи, зависит от
разности (ФЕ – ФС) и потерь напряжения при токопрохождении через среду МЭЗ. Для увеличения VL при заданной ТЕ и ТС необходимо увеличивать контактную разность потенциалов (КРП) путем либо
увеличения Е, либо уменьшения С, либо одновременно того и
другого. Но рост Е приведет согласно уравнению (1) к уменьшению
эмиссионного тока с эмиттера, а уменьшение С ниже определенного значения вызовет увеличение обратного тока с коллектора,
уменьшающего выходную электрическую мощность ТЭП. Следовательно, Е и С в ТЭП должны иметь некоторые оптимальные значения, при которых выходная электрическая мощность и КПД будут максимальными. В рабочих условиях ТЭП и, тем более, ЭГК
134
эти величины в основном определяются при экспериментальных
измерениях ВАХ в реальной или модельной среде МЭЗ. Оптимальное значение выходного напряжения ТЭП близко к КРП или незначительно меньше ее и обычно не превышает величину ~1 В.
Для получения достаточно высокой плотности электрической
мощности (скажем, наиболее привлекательных для ЭГК значений
1–15 Вт/см2), сравнимой (и выше) с тепловыми потерями на излучение горячего эмиттера, необходимо иметь высокую плотность
термоэмиссионного тока (порядка 10 А/см2).
Таким образом, ТЭП является высокотемпературным низковольтным источником электроэнергии с относительно большой
плотностью протекающего в МЭЗ тока. В цезиевой среде ТЭП образуются положительные ионы, которые компенсируют объемный
заряд эмиттированных электронов в МЭЗ. Этот процесс не меняет
низковольтных и сильноточных свойств ТЭП, т.к. на образование
ионов цезия и прохождение электрического тока через межэлектродную среду (плазму) необходимо затратить часть генерируемой
преобразователем электрической энергии. Соответственно, происходит уменьшение выходных электрических характеристик и КПД
ТЭП. В электрогенерирующих термоэмиссионных системах в составе ядерных реакторов-преобразователей выходное напряжение
увеличивают путем последовательного соединения нескольких (до
20) ТЭП, содержащих тепловыделяющие элементы (твэл) и называемых электрогенерирующими элементами (ЭГЭ).
Пар цезия является основной компонентой межэлектродной
среды ТЭП. Он одновременно участвует в нескольких процессах,
протекающих на электродах и в межэлектродной среде: адсорбируясь на электродах, снижает работу выхода эмиттера и коллектора, а
также, ионизируясь тем или иным способом (путем поверхностной
ионизации на поверхности эмиттера или объемной ионизации в
низковольтном дуговом разряде), за счет образовавшихся в нем
положительно заряженных ионов цезия компенсирует объемный
заряд электронов между электродами. В рабочем процессе термоэмиссионного преобразователя энергии эти процессы обычно
взаимосвязаны. В общем случае межэлектродная среда содержит
следующие компоненты: эмиттированные электродами электроны,
плазму (с соответствующей плотностью электронов ne и ионов ni),
135
нейтральные атомы цезия (с плотностью N), газообразные примеси
(как правило, молекулярные газы), попадающие в МЭЗ вследствие
протекания рабочего процесса в реальной среде, содержащей электродные, конструкционные, топливные материалы и др. В ЭГК такими источниками газа являются, в основном, процессы газовыделения электродов и других конструкционных элементов энергетической установки, а также газообразные продукты термодесорбции
примесей и деления ядерного топлива из твэл.
Введение в межэлектродный зазор ТЭП некоторого количества
атомов цезия в виде пара цезия (обычно при давлении порядка 1 мм
рт. ст.), имеющего наиболее низкое значение потенциала ионизации
(3,89 эВ), по сравнению с другими возможными рабочими телами,
приводит к образованию плазмы вследствие поверхностной ионизации на эмиттере. Впервые поверхностную ионизацию атомов цезия
на вольфраме наблюдали в 1923 г. Ленгмюр и Кингдон [38], а подробные сведения о ней можно найти в монографии Л.Н.Добрецова
и М.В. Гомоюновой [39].
В режиме работы ТЭП с объемной ионизацией пара цезия в межэлектродном пространстве, наиболее распространенной в рабочем
процессе дугового разряда, протекающего в ЭГК, образование цезиевой плазмы происходит, в основном, при неупругих столкновениях электронов с атомами цезия. В них ионизация атомов цезия
происходит, главным образом, под действием соударений с электронами. Подробные сведения об объемной ионизации атомов цезия и образовании в МЭЗ низкотемпературной цезиевой плазмы
можно найти в монографиях [24, 25]. Если энергия электронов достаточно велика, например, быстрых электронов из максвелловского распределения концентрации электронов от их энергии, то возможна прямая ионизация атомов цезия из основного состояния:
Cs + e  Cs+ + 2e.
Однако из-за того, что в дуговых режимах ТЭП величина скачка
потенциала у эмиттера (Е на рис. 4.5) обычно ниже потенциала
ионизации цезия, этот процесс не является определяющим. Возможна также ионизация атомов цезия через промежуточное возбужденное состояние (Cs*) по схеме:
Cs + e  Cs* + e и Cs* + Cs*  Cs *2  Cs 2 + е.
136
eVd
eE
eC
ФЕ
-eE
ФС
C
-eПЛ -e
С
-eV
E
Рис. 4.5. Изменения потенциальной энергии электрона в дуговом режиме
В результате таких процессов возникают молекулярные ионы
цезия. Необходимым условием протекания этой реакции в среде
МЭЗ является возбуждение атомов цезия на резонансный уровень
(энергия возбуждения 1,41 эВ). В реальных дуговых режимах изза невысокой концентрации Cs* такой механизм ионизации также
малоэффективен.
Наиболее вероятной схемой объемной ионизации пара цезия,
имеющей место в дуговых режимах работы ТЭП, является ступенчатая ионизация. В ней ионизация атома цезия происходит после
большого количества соударений с электронами и соответствующих перемещений (возбуждений) по энергетическим уровням атома:
Cs + e = Cs* + e = Cs+ + 2e.
Одновременно с ионизацией в низкотемпературной плазме дугового разряда ТЭП протекают процессы рекомбинации ионов.
Процессы ионизации-рекомбинации в низковольтной цезиевой дуге подробно рассмотрены в монографии [25].
Затраты части генерируемой ТЭП энергии на образование ионов
цезия и прохождение электрического тока через межэлектродную
среду в низковольтном дуговом разряде обычно оценивают дуговыми потерями напряжения Vd. В этом процессе диффузионный ток
переносимых с эмиттера на коллектор электронов передает часть
генерируемой электрической мощности величиной IVd в плазму для
поддержания генерации ионов цезия.
137
Дуговые потери Vd вместе с работой выхода коллектора С
определяют основные физические потери энергии в ТЭП и, соответственно, эффективность термоэмиссионного преобразования
энергии. В работе [40] сумма этих величин была названа барьерным индексом VB. В практике проведения разработок ТЭП и ЭГК
для энергетических установок различного назначения он оказался
удобным критерием сравнения преобразователей при выборе их
электродных материалов, режимов работы и других физических
параметров, влияющих на эффективность рабочего процесса преобразования энергии:
VB  С + Vd.
(4.3)
Чем ниже величина VB, тем выше эффективность термоэмиссионного преобразования энергии, тем выше так называемый электродный КПД эл. (будет рассмотрен ниже). Для наиболее эффективных
электродных материалов и низкотемпературных дуговых режимов
работы ТЭП к настоящему времени достигнут уровень VB = 1,8–1,9
эВ и эл = 13–16% (при ТЕ = 1600 К), эл = 17–20% (при ТЕ = 1800 К)
[41].
На рис. 4.5 и 4.6 приведены формы характерного для низковольтного дугового режима ТЭП изменения потенциальной энергии
электрона и ВАХ, на которых показаны основные внутренние и
внешние параметры преобразователя, используемые при расчетной
и экспериментальной оптимизации выходных характеристик преобразователей.
Здесь приведена форма ВАХ ТЭП, обычно регистрируемая при
лабораторных исследованиях и испытаниях с характерными точками: х – напряжение холостого хода, к.з. – ток короткого замыкания,
w – перегиб дуговой ветви ВАХ или максимальная электрическая
мощность, с – минимальный барьерный индекс или максимальный
электродный КПД, o – напряжение гашения дуги, f – напряжение
поджига дуги, s – насыщение тока диффузионной ветви ВАХ, b –
перегиб дуговой ветви ВАХ обратного тока с коллектора. Они
обычно хорошо проявляются на ВАХ при относительно низкой температуре эмиттера (ТЕ 1600 К) и/или низкой величине давления пара цезия в МЭЗ (PCs 1 мм рт. ст.).
138
I
к.з.
w
c
eVB
ФC
eVd
o
f
0
eVd
ид
2
1
s
х.х.
3
4
b
-eV
Рис. 4.6. Сравнение формы полной ВАХ низковольтного дугового режима
ТЭП с идеальной ВАХ (1) и линией Больцмана (2): 1 – jSE = 0; 2 – ФC + eVd = 0;
3 – eV = ФE – ФC; 4 – eV = eПЛ – ФС
При повышенных ТЕ и PCs форма ВАХ, как правило, более плавная, т.к. гестерезис на ВАХ между напряжением поджига и гашения дуги практически исчезает, а характерные точки w, c, o, f и s
трудно различимы на кривой. Следует отметить, что на рис.6 и далее приводится принятое в термоэмиссии «правое» начертание
ВАХ ТЭП в отличие от «левого» принятого для диода в радиотехнике и изображенного на рис. 4.2.
Рис. 4.5 и 4.6 демонстрируют физический процесс преобразования энергии: потенциальная энергия эмиттированного электрона
равна E; часть ее, равная eVd, теряется им при прохождении МЭЗ,
а часть, равная C, при входе в коллектор превращается в тепло.
При C + eVd = 0 выходное напряжение eV = E, а ВАХ такого ТЭП
совпадает с линией Больцмана (кривая 2) и описывается уравнением:
 eV 
j  AoTE2 exp  
(4.4)
.
 kTE 
139
Соответственно, показатель эффективности реального ТЭП,
названный барьерным индексом VB, с одной стороны, равен разности напряжений на линии Больцмана (VBol.) и выходным напряжением на ВАХ (VB = VBol .– V), а с другой стороны,
(4.5)
eVB  C  eVd  eVdид. ,
 и в оптимизированных по P d дуговых
где eVd  kTE ln  j
Cs

 jSE 
режимах обычно составляет величину 0,45–0,5 В (будет рассмотрено ниже).
В общем случае суммарная величина дуговых потерь напряжения Vдуг. в низковольтном дуговом режиме ТЭП состоит из следующих слагаемых:
(4.6)
Vдуг.  eVd  eVdид. ,
Участие пара цезия одновременно в понижении работы выхода
электродов, ионизации, прохождении тока через межэлектродную
плазменную среду и других процессах, протекающих в МЭЗ ТЭП,
требует разного уровня PCs для них. Например, для компенсации
объемного заряда путем объемной ионизации обычно достаточно
иметь PCs=510–2 – 10–1 мм рт. ст., а для понижения Е и С до требуемых величин эмиссионного тока и КРП обычно PCs = 510–1–1
(или несколько единиц) мм рт. ст. Причем именно эмиттер, находящийся в рабочих условиях при повышенной температуре
ТЕ >1300 К, требует, как правило, повышенного, по сравнению с
коллектором, уровня PCs. Ниже будут рассмотрены особенности
процесса многопараметрической оптимизации выходных электрических характеристик ТЭП, в которых параметр PCs является при
заданных ТЕ, ТС и d основным.
Прежде чем перейти к классификации режимов работы ТЭП и
обсуждению основных путей повышения его эффективности, рассмотрим ряд внутренних физических характеристик процесса термоэмиссионного преобразования энергии.
Наименьшим характерным масштабом, определяющим процессы в преобразователе, является дебаевский радиус Д:
140
Te
,
(4.7)
4e2 n
где Те – температура электронов в энергетической шкале (Теk);
е – заряд электрона; n – плотность плазмы.
По его величине судят о глубине проникновения внешнего поля
в плазму. В частности, нарушение квазинейтральности, которое
может возникать у поверхности электродов, исчезает на расстоянии
порядка Д. В плазменном режиме работы ТЭП Д должен быть
значительно меньше межэлектродного расстояния d. Так, при типичных параметрах для низкотемпературной плазмы дугового разряда ТЭП n ~1011–1014 см-3 и ТЕ ~2000 К значение Д составляет величину 10–2–310–4 мм (при характерной величине d ~ 0,2–0,5 мм и
d >> Д).
В плазменном режиме около электродов возникает заряженный
слой с характерной толщиной порядка Д, называемый ленгмюровским слоем. Обычно в дуговых режимах изменение потенциала в
нем составляет величину порядка 0,2 эВ, за исключением нескольких характерных точек на ВАХ. Например, у коллектора перед зажиганием дугового разряда и у эмиттера в развитой дуге скачок
потенциала  ~1 эВ.
Изменение потенциала в ленгмюровском слое обеспечивает выполнение необходимого для работы ТЭП условия квазинейтральности межэлектродной плазменной среды. Он способствует сбросу
избыточного заряда, возникающего при объемной ионизации
вследствие различной подвижности электронов и ионов, а также
экранировке от проникновения в плазму избыточной в некоторых
случаях эмиссии электронов из электродов.
Если потенциал плазмы около эмиттера выше потенциала его
поверхности, то в таком режиме работы ТЭП имеет место избыток
ионов, а сам режим называется перекомпенсированным. Очевидно,
что в отсутствие объемной ионизации степень компенсации режима, характеризующаяся параметром компенсации , зависит, прежде всего, от эмиссионных токов:
Д =
141
=
ji
je
mi
,
me
(4.8)
где je и ji – плотность тока эмиссии электронов и ионов с поверхности эмиттера, me и mi – масса электронов и ионов соответственно.
При <1 в термоэмиссии имеют дело с недокомпенсированным
режимом, а при  >1 – с перекомпенсированным. Для практически
интересных случаев низковольтной дуги, в которой происходит
объемная ионизация цезия, как правило, устанавливается режим с
>1 вследствие возникновения в плазменной среде большого числа
малоподвижных ионов.
Важным параметром также характеризующим ионизацию межэлектродной среды, является так называемая степень ионизации :

(4.9)
 i ,
a
где i и a – поток ионов и атомов, идущий от поверхности электрода. Обычно в расчетах характеристик ТЭП используют коэффициент ионизации ион.:


ион. =
или ион.  i ,
(4.10)
 1

где  – поток нейтральных атомов межэлектродной среды, идущих
на поверхность электрода.
Обычно в рабочих режимах ТЭП 0 ион. 1 или 0  .
Зависимость  от потенциала ионизации атома Vион. межэлектродной среды описывается формулой Саха-Ленгмюра [39]:
g
(4.11)
  i  exp e   E 0  Vион.  kTE  ,
ga
где gi и ga – статистический вес ионов и атомов межэлектродной
среды.
Путем несложных преобразований формул (4.10) и (4.11) можно
получить более удобную формулу для анализа процесса поверхностной ионизации цезия на поверхности эмиттера ТЭП:
1
 g

ион.  1  Cs exp   E 0  Vион.  kTE  .
gi


142
(4.12)
Из формулы (4.12) видно, что для получения желаемого большого значения ион. необходимо, чтобы ФЕ0 было больше Vион.. Последнее условие обычно хорошо выполняется для пара цезия (Vион.
= 3,89 эВ), адсорбирующегося на поверхности эмиттеров из поликристаллических и монокристаллических W, Mo, Re, Pt и других
тугоплавких металлов и их сплавов [37]. Однако видно, что в диффузионных цезиевых режимах ТЭП с поверхностной ионизацией,
требующих рабочего давления PCs ~10–1 мм рт. ст., для получения
привлекательного в практических задачах уровня wэл. единицы Вт
на см2 необходимо поднять ТЕ до значений выше 2000 К. Соответственно, это ограничивает их применение в реальных термоэмиссионных электрогенерирующих системах из-за технологических
проблем обеспечения ресурса таких ЭГК.
Другим важным внутренним параметром процесса термоэмиссионного преобразования является длина свободного пробега электрона в атомарном цезии lea:
1
lea =
,
(4.13)
N  ea
где N – плотность нейтральных атомов; ea – сечение рассеяния
электрона на атомах цезия. Обычно в низкотемпературной плазме
дугового разряда из-за относительно большой величины ea и низкой степени ионизации (~0,1%) преобладает рассеяние электронов
на атомах. Оценка величины lea при характерных для нее параметрах ea  310–14 см–2, PCs  1 мм рт. ст., Те  2000 К дает значение
lea  10–1 мм.
Описанные выше основные внутренние параметры и процессы,
протекающие в термоэмиссионных преобразователях, позволили
квалифицировать их типы, режимы и определить важнейшие
направления исследований и разработок ТЭП и термоэмиссионных
электрогенерирующих систем для ряда практических задач, в том
числе для термоэмиссионных ЯЭУ.
Об основных режимах работы ТЭП и коэффициенте полезного
действия преобразователей
Как уже отмечалось, существует два вида межэлектродной среды в ТЭП: вакуум и плазма. Соответствующие им типы ТЭП полу143
чили наименование вакуумных и плазменных, причем первые еще
не нашли практического применения в термоэмиссионной энергетике.
В свою очередь, плазменные ТЭП, в зависимости от вида ионизации межэлектродной цезиевой среды (поверхностная или объемная), получили соответствующие наименования диффузионных и
дуговых. Причем, в зависимости от соотношения величин lea и d,
режимы работы в них могут быть:
 при lea ≳ d – прямопролетные (или квазивакуумные, или
кнудсеновские);
 при lea < d – столкновительные (или диффузионные).
Диффузионные режимы, в свою очередь, могут быть с поверхностной или объемной ионизацией цезия, причем именно последние получили наименование дуговых и наиболее широкое практическое развитие и применение.
В дуговом режиме распределение потенциалов и концентрации
устанавливается таким образом (см. рис. 4.5), чтобы обеспечить достаточную генерацию ионов цезия и отвод образующихся ионов на
электроды: у эмиттера образуется область резкого изменения потенциалов (так называемое эмиттерное падение Е), и основная объемная генерация ионов цезия происходит вблизи этой области. При
не очень высоких ТЕ для перехода из диффузионного в дуговой режим (см. рис. 4.6) необходимо зажечь дугу, для чего нужно уменьшить падение V на нагрузке, либо даже приложить к ТЭП внешнее
напряжение. После зажигания дуга горит при меньших напряжениях, и в некоторых случаях напряжение гашения (в точке о) может
быть значительно выше напряжения поджига (в точке f). Затраты
части генерируемого ТЭП полезного напряжения на генерацию
ионов цезия и прохождение тока через плазменную среду, называемые дуговыми потерями Vd, описываются формулами (4.5) или (4.6).
При высоких значениях ТЕ переход диффузионного режима в дуговой происходит без поджига, и объемная ионизация цезия растет
постепенно, по мере уменьшения V. Затраты на образование ионов в
дуговом режиме не снижают существенно эффективность ТЭП, т.к.
они компенсируются значительным, по сравнению с диффузионным
режимом, ростом тока через ТЭП и внешнюю нагрузку.
144
Наиболее низкое значение потенциала ионизации цезия, по сравнению с другими щелочными и щелочно-земельными металлами,
сделало его основным рабочим телом в ТЭП. Для обеспечения нужной величины тока эмиссии с поверхности эмиттеров из тугоплавких
металлов, таких как W, Mo, Re и других, имеющих наиболее высокое значение вакуумной работы выхода ФЕ0 и соответственно наиболее низкое значение в парах цезия ФЕ (количественные зависимости
будут рассмотрены в следующем разделе), необходимо, чтобы на
поверхности эмиттеров устойчиво держалась адсорбированная ими
из межэлектродной среды пленка цезия, понижающая работу выхода
с ФЕ0 до ФЕ. Однако цезий имеет довольно низкую энергию адсорбции, и поэтому требуются высокие значения PCs, чтобы обеспечить
нужную ФЕ. Но с ростом PCs увеличивается рассеяние электронов в
плазме, растет падение напряжения на внутреннем сопротивлении
ТЭП, а начиная с некоторого значения PCs, происходит также рост
С. Соответствующий этим процессам рост Vd и С приведет к нежелательному росту величины VB и, естественно, ухудшению эффективности ТЭП (уменьшению электродного КПД).
Разработчики ЭГК стремятся минимизировать эти потери двумя
основными путями: уменьшением величины МЭЗ и выбором эффективных электродных материалов.
На первом пути делаются технологические попытки уменьшить
величину МЭЗ d <0.5 мм, желательно до величины 0,2–0,3 мм.
Здесь следует отметить, что для низкотемпературных ТЭП с эффективными электродами оптимальное значение d может незначительно отличаться от 1 мм (будет показано ниже).
На втором пути уменьшают потери на плазменном промежутке
ТЭП снижением PCs. Для этого необходимо применять эмиттеры с
большой энергией адсорбции цезия. Здесь исходным положением
является то, что на электродах с большой вакуумной работой выхода адсорбированный цезий находится в ионизованном состоянии,
и его энергия адсорбции увеличивается с ростом вакуумной работы
выхода поверхности [42, 43]. Экспериментальные исследования
полностью подтвердили это положение [41]. В настоящее время
широко применяют эмиттеры с высокой вакуумной работой выхода (ФЕ0  5–5,2 эВ): монокристаллический вольфрам с преимущественной ориентацией поверхности по плоскости (110), рений, пла145
тина и др. Работу выхода поверхности и энергию адсорбции цезия
можно также увеличить с помощью электроотрицательных добавок: кислорода, фтора и др. Этот процесс является особенно важным
для коллекторов ТЭП, у которых при определенных условиях в
Ме-О-Cs-системе может сформировать поверхность с желаемой
низкой ФС  1,3–1,4 эВ, что, в свою очередь, увеличивает эффективность преобразователей. Следует отметить, что проводились
также исследования с бинарной межэлектродной средой типа СsВа с полным давлением ≲10–1 мм рт. ст., в которых была успешно
решена задача разделения функций понижения ФЕ за счет адсорбции Ва и компенсации объемного заряда – за счет цезия. К сожалению, эти результаты не нашли пока практического развития в термоэмиссионных электрогенерирующих системах ЯЭУ из-за, вопервых, коррозии конструкционных материалов ЭГК в парах Ва и,
во-вторых, катастрофического увеличения ФС в парах Ва до величины 2,2–2,3 эВ. Применение Сs-Ва межэлектродной среды осталось актуальным для термоэмиссионных ключевых элементов типа
таситрон при преобразовании постоянного тока в переменный [44].
Другим важным требованием к поверхности коллектора ТЭП,
кроме понижения ФС, является необходимость обеспечения отражения теплового излучения эмиттера для уменьшения соответствующей доли тепловых потерь, что достигается выбором материалов с низким значением полусферической интегральной степени
черноты. В принципе, подобное требование относится и к материалу эмиттера. Электродная пара материалов эмиттер-коллектор в
составе электродов ТЭП с той или иной геометрией (обычно цилиндрической или плоской) дает значение приведенной степени
черноты пр., определяющей согласно закону Стефана-Больцмана
соответствующую величину необратимых излучательных тепловых
потерь. Их, наряду с другими тепловыми потоками (теплопроводность через коммутирующие и дистанционирующие элементы,
джоулевые потери в электродах и элементах межэлектродной коммутации), необходимо отводить от коллекторов ЭГК в ЯЭУ:
qизл.  ст.  пр. TE4  TC4 ,
(4.14)


где ст. – постоянная Стефана-Больцмана (ст. = 5,6710–12 Вт/см2К4).
Обычно для реальных электродных пар материалов и параметров
146
рабочего процесса преобразования энергии в цезиевых дуговых ТЭП
в отсутствие значительного массопереноса материала эмиттера на
коллектор изменение пр. при реальных ТЕ укладывается в поле экспериментальных данных [41], показанных на рис. 4.7.
Величину тепловых потерь теплопроводностью межэлектродной цезиевой среды МЭЗ обычно оценивают соответствующей
плотностью теплового потока qCs по формуле, которая в общем
случае из-за малости величины МЭЗ может быть записана как для
двух плоских пластин [32, 34, 52]:

(4.15)
qCs  Cs TE  TC  ,
d
где Cs – теплопроводность цезиевого пара, экспериментальные
данные для которого приведены в справочнике [53].
При проведении практических расчетных оценок qCs
ТЭП/ЭГЭ/ЭГК с цилиндрической геометрией электродов удобнее
пользоваться эмпирическими зависимостями, например, при ТЕ 
1650 К и ТС  870 К
2,06 105 TE  TC 
qCs 
,
(4.16)
0,0124
d
PCs
2
где размерности qCs – [Вт/см ] при d – [см] и PCs – [мм рт. ст.], или
T T
при E C  1250 К
2
1  104 TE  TC 
qCs 
,
(4.17)
0,047 TE  TC
d

PCs
2500
2
где qCs – [Вт/см ], d – [см], PCs – [мм рт. ст.].
Величина других видов тепловых потерь (джоулевые, теплопроводностью по элементам конструкции электрогенерирующих систем), которые будут рассмотрены ниже, в значительной степени
определяется искусством конструктора, проектирующего реальные
ЭГК/ЯЭУ и оптимизирующего размеры элементов электрогенерирующих систем по критериям минимизации тепловых и электрических потерь.
147
0.20
0.15
0.25
Приведенная степень черноты
Приведенная степень черноты
0.25
0.20
0.15
0.10
0.10
1300
1300
1400
1400
1500
1500
1600
1600
1700
1700
1800
Температура
эмиттера,
К
Температура
эмиттера,
К
1800
1900
1900
[111] - ВН-2;
WФТ. [111]W-ФТ.
ВН-2;
WФТ.
[111] - ВН-2;
WФТ. ФАСЕТ.
[111]
- ВН-2;
ФАСЕТ.
(110)
- WФТ. (110);
WФТ. (110)W-ФТ.
WФТ.
(110);
(WФТ.
+ Pt) - ВН-2.
ФАСЕТ.
(WФТ. ФАСЕТ.
[111]
+ Pt)[111]
- ВН-2.
Рис. 4.7. Зависимость приведенной степени черноты электродных пар матриалов в
составе ТЭП от температуры эмиттера
Предельная максимальная величина КПД ТЭП как тепловой
машины, забирающей тепло от нагревателя при ТЕ и сбрасывающей
тепло холодильнику при ТС, не может превосходить КПД идеальной тепловой машины с циклом Карно и определяется по формуле:
T
карно=1 – C ,
(4.18)
TE
Обычно в ТЭП карно  50%. Реальные значения КПД ТЭП, электрогенерирующих систем и термоэмиссионных энергетических
установок значительно ниже карно. В зависимости от вида учитываемых тепловых потерь, здесь обычно различают КПД со следующими наименованиями:
– электронный КПД е, определяемый по формуле
148
e 
j V
,
qE
(4.19)
j
  E  2kTE  и определяет плотность теплового потока
e
электронного охлаждения эмиттера;
– электродный КПД эл. , определяемый по формуле
j V
(4.20)
эл. 
,
qE  qCs  qизл.
где qCs и qизл. – плотности теплового потока потерь теплопроводностью МЭЗ по цезию и излучением соответственно;
– полный (или системный) КПД электрогенерирующей системы
или ЯЭУ, определяемый по формуле
I  VL
(4.21)
сис. 
,
Q
где I – величина полного тока в нагрузку; VL – величина выходного
напряжения на клеммах (на нагрузке без учета падения в подводящих ток проводах; см. рис. 4.1); Q – полная тепловая мощность теплового источника электрогенерирующей системы или ЯЭУ.
Наиболее распространенными в практических исследованиях и
разработках космических ЯЭУ приняты такие характеристики эффективности, как сис. и эл.. Причем сис., как правило, характеризует
эффективность электрогенерирующей системы или ЯЭУ в целом и,
соответственно, искусство конструктора-проектировщика энергетических установок различного назначения. На этапе физических исследований и обоснований, включающих выбор эффективных электродных материалов, оптимизацию параметров рабочего процесса
преобразования энергии, получение массива экспериментальных
изотермических (при постоянной ТЕ) и изомощностных (при постоянной Q) ВАХ, используемых при расчетной оптимизации характеристик ТЭП/ЭГЭ/ЭГК/ЯЭУ, направленных на научную поддержку и
сопровождение проектных исследований и разработок, обычно используют эл..
В качестве примера на рис. 4.8 приведены экспериментальные
данные для эл. цезиевых дуговых ТЭП с различными электродными парами материалов, полученные к моменту написания настоя-
где qE 
149
Данные [31]:
Лучшие литературные данные:
Рис. 4.8. Обобщенные результаты исследований и испытаний ТЭП/ЭГЭ
щей работы. Из рис. 4.8 виден значительный резерв повышения
эффективности термоэмиссии, который дают текущие экспериментальные результаты с эл.=20–25% в диапазоне ТЕ=1600–1800 К для
современных проектных исследований и разработок космических
150
ЯЭУ нового поколения [46–49] и термоэмиссионных энергетических установок с неядерными источниками тепла [50, 51].
4.2. Эмиссионно-адсорбционные свойств электродов
термоэмиссионных преобразователей в вакууме и парах цезия
Эмиссионные характеристики эмиттеров и коллекторов ТЭП
представляют обычно через соответствующие значения ФЕ и ФС в
рабочих условиях (при определенных составе межэлектродной среды, температуре электродов, давлении пара цезия). Они, в основном,
определяются процессами адсорбции цезия на поверхности электродов и с достаточной точностью количественно описываются для систем Me-Cs. К сожалению, в реальных условиях рабочего процесса,
протекающего в ЭГЭ/ЭГК ЯЭУ, межэлектродная среда, как правило,
содержит примеси газообразных продуктов деления (ГПД), термодесорбции ядерного топлива и других конструкционных материалов
преобразователей и систем. Если для «горячего» эмиттера, находящегося при ТЕ = 1600–2000 К, состояние адсорбированной цезиевой
пленки близко к системе Me-Cs, и это приближение достаточно корректно, поскольку уточнение поведения ФЕ идет по пути учета фоновых примесей, внесенных в материал эмиттеров на этапе их технологического передела, то для «холодного» коллектора, находящегося при ТС = 800–1000 К, имеют дело с системой Me-примеси-Cs. К
примесям здесь, в основном, относят эмиссионно-активные кислород- и углеродсодержащие компоненты межэлектродной среды, а
также диффундирующие на поверхность из материала коллекторов и
привнесенные при наличии массопереноса материала эмиттера на
коллектор. Поэтому эмиссионные характеристики коллекторов
Одна из первых и общепризнанных в термоэмиссии моделей адсорбции цезия на поверхности твердого тела была разработана Ленгмюром при изучении адсорбции цезия на вольфраме [54]. Он предложил так называемую ионную модель адсорбции, согласно которой
снижение работы выхода в системе Me-Cs происходит из-за ионизации атома цезия на поверхности и образования двойного электрического слоя (диполя). Диполь формируется зарядом адсорбировавшихся частиц на поверхности и их изображением в эквипотенциальной поверхности металла. Согласно ионной модели совокупность
151
диполей образует на поверхности электрода двойной электрический
слой с моментом nдр, где р – момент отдельного диполя, а nд – число
диполей на 1 см2 поверхности. Скачок потенциала в двойном слое
 = 4рnд понижает работу выхода электронов поверхности в парах цезия, что приводит к соответствующему росту плотности эмиссионного тока насыщения:
,
(4.22)
jS  j0 exp 
kT
где j0 – плотность эмиссионного тока насыщения с поверхности
чистого Ме; Т – температура поверхности.
Модель адсорбции Ленгмюра получила дальнейшее развитие в
работе Рейзора и Уорнера [38], в которой они впервые получили
важную в термоэмиссии зависимость изменения работы выхода меT
таллического электрода в парах цезия от отношения
, где
TCs
Т – температура поверхности, ТCs – температура цезиевого резервуара, определяющего в замкнутом объеме давление РCs. Расчетные
данные для давления насыщенного пара цезия впервые приведены в
работе [47], экспериментальные – в работах [56, 57, 31].
По данным измерений [57] для расчетных оценок значений РCs в
МЭЗ ТЭП может быть рекомендована эмпирическая формула:
(4.23)
lg PCs  12,63215  4059,04 TCs  1,1269lg TCs .
Наиболее значимым для термоэмиссии результатом работы [55]
был вывод о том, что эффективная работа тугоплавких металлов в
парах цезия для степени покрытия поверхности электродов цезием
QCs в диапазоне 0,2< QCs <0,6, представительном для рабочих режимов ТЭП, зависит, в основном, от отношения Т/ТCs впоследствии
названного «параметр Рейзора».
Получаемые в экспериментах зависимости ФЕ или ФС от параметра Рейзора являются в термоэмиссии чрезвычайно важными,
т.к. они позволяют оценить эффективность различных электродных
материалов ТЭП. В более поздних работах [42, 43] Рейзор и Смит
уточнили расчетные зависимости изменения работы выхода электродов от отношения Т/ТCs, и впервые на основе обобщения значительного количества экспериментальных результатов Смит пред-

152

ложил эмпирическую зависимость в диапазоне изменения работы
выхода эмиттера 2,3 эВ< ФЕ <3,3 эВ:
TE
 0,702   E 0  0,193
T
(4.24)
 E  3,3  Cs
.
0,176   E 0  0,158
На рис. 4.9 приведено сравнение расчетных данных Рейзора [42] и
эмпирической зависимости Смита [43] для наиболее распространенных рабочих условий эмиттеров.
4.0
ФЕ0 = 4.5 эВ 5.0
5.5
Работа выхода, эВ
3.5
3.0
2.5
2.0
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
Параметр Рейзора (ТE / TCs)
Рис. 4.9. Изменение работы выхода эмиттеров в зависимости от параметра
Рейзора при различной вакуумной работе выхода:
– данные [42];
– данные [43]
Из рис. 4.9 видно, что в интервале изменения ФЕ0  4,2–5,4 эВ расчетные и экспериментальны данные ФЕ отличаются на величину не
более 0,1 эВ, что является вполне достаточным для оценки эмиссиT
онных характеристик Ме-Cs-систем на эмиттерах при E  2,5–4.
TCs
Однако при сравнении эмиссионных характеристик эмиттерных и
T
коллекторных материалов при
меньше 2,5 и больше 4, необхоTCs
153
димом для оценки эффективности электродов и определении их
эмиссионных характеристик, более удобными являются формулы,
полученные В.Н. Сидельниковым (ГНЦ РФ-ФЭИ). Им расширена
область, описываемая формулой (4.24), при удовлетворении пределу
T
 1 , что имеет место при полном покрытии цезием коллектоTCs
T
ров и соответствующим значению ФCs= 1,81 эВ и пределу
,
TCs
что имеет место при полной очистке эмиттеров от цезия и соответствующим значению ФЕФЕ0.
Для определения ФЕ используются следующие итерационные
выражения:
 TE

2
1
1
T
3  1,3
 E  1,3  ln 1  e  E    0,51e  Cs 

3 
2
(4.25)
и
1
2  
 E   E 0  ln 1  e  E 0 E   ,
(4.26)

2 
где е – основание натурального логарифма.
 T 
Полная зависимость Ф 
 , полученная В.Н. Сидельниковым,
 TCs 
носит универсальный характер для эмиттерных и коллекторных
материалов с Ме-Cs-системой и приведена на рис. 4.10.
Кривые на рис. 4.10 с погрешностью не хуже 25%, приемлемой
для оценки эмиссионных характеристик электродов ТЭП в приближении Ме-Cs-системы на поверхности, дают значение ФЕ и ФС
для широкого диапазона изменения внешних параметров рабочего
процесса, перекрывающего интересующую на практике область: Ф0
= 4,5–5,5 эВ, Т = 1500–2500 эВ, PCs = 510–1–10 мм рт. ст. Соответственно при абсолютной точности определения Ф0, составляющего
на рис. 4.10 величину меньше 20%, В.Н.Сидельников рекомендует
для определения плотности эмиссионного тока использовать следующую формулу:
E 0

TE
jE  e 0,2 250

ln PCs
15,85
0,6
154
.
(4.27)
Работа выхода в парах цезия, эВ
6
6 эВ
5.5 эВ
5 эВ
5
4.5 эВ
4
Ф0 = 4 эВ
3
2
1
1
2
3
4
5
6
7
Параметр Рейзора (T / TCs)
Рис. 4.10. Универсальная зависимость работы выхода электродов ТЭП
от параметра Рейзора
Формула (4.27) позволяет в общем случае исследовать влияние
исходных параметров рабочего процесса ТЭП (ФЕ0, ТЕ, PCs и d) на
ток эмиссии. Например, увеличение ФЕ0 на 0,1 эВ приводит к увеличению jЕ в ~1,65 раза, а увеличение PCs в два раза приводит к росту jE в ~3 раза. Изменение PCs при фиксированных jЕ и ТЕ (обычная
процедура при оптимизации рабочей точки на ВАХ) в соответствии
с (4.27) описывается формулой:
 PCs 
 E2 0   E1 0  ln  1  .
(4.28)
 PCs 
 2
Учитывая, что для ТЭП характерно наличие оптимального значения (PCsd)opt  1 мм рт. ст.  мм [58], из (28) получаем формулу:
1 d 
 E2 0   E1 0  ln  2  ,
(4.29)
3  d1 
что согласуется с данными работы [41].
Из формулы (4.29) следует, что при увеличении ФЕ0 на величину
~0,25 эВ можно в 2 раза увеличить величину d. Отсюда становится
очевидной важность проведения исследований с целью поиска эф155
фективных электродных материалов и согласованной оптимизации
рабочих параметров ТЭП. Более подробно влияние рабочих параметров на ВАХ будет рассмотрено ниже.
Прежде чем перейти к рассмотрению эмиттерных и коллекторных материалов, представляющих практический интерес для разработчиков ЭГЭ/ЭГК космических ЯЭУ, следует отметить, что реальные моно- и поликристаллические тугоплавкие и переходные
металлы и их сплавы, прошедшие технологический передел на стадии изготовления слитков, изготовления электродов, электродных
пакетов типа Ме-керамика-Ме и их термообработки содержат фоновые эмиссионно-активные примеси. Последние при температурной эволюции вместе с привнесенными на поверхность электродов
из межэлектродной среды ТЭП эмиссионно-активными примесями,
как правило, изменяют эмиссионно-адсорбционные характеристики эмиттеров и коллекторов, вызывающие в свою очередь изменение ВАХ. Эти процессы в значительной степени ответственны за
ресурсную деградацию выходных электрических характеристик
ЭГК, требующих от системы автоматического регулирования
(САУ) ЯЭУ соответствующего изменения теплового режима.
Для примера в табл. 4.1 по данным работы [41] приведены составы наиболее распространенных электродных материалов
ТЭП/ЭГЭ/ЭГК.
156
157
–
основа
основа
СМ-4
СБ-1
ЭЛН-1
Мо монокр.
2.
3.
4.
5.
основа
–
–
–
–
–
–
Nb монокр.
W монокр.
W фторид. (110)
Ti (йодидный)
6.
7.
8.
9.
10. Zr (йодидный)
11. V (вакуум. плавл.)
12. ВХ2У
–
основа
Nb
ВН-2
Материал
1.
№ п.п.
–
–
–
–
–
–
410–3
основа
–
–
–
–
основа
основа
110–2
10–1
–
510–3
810–3
–1
–
310–2
Суммарное
количество 10–1
основа
<510–3
–
–
–
–
1.1
1.13
–
710
Zr
–
–2
основа
–
–
–
–
–
–
–
<10–3
основа
Ti
1.210
W
–
4.4
Mo
Содержание, мас.%
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
V
2
основа
Химический состав основных электродных материалов
–2
Суммарное
количество 610–1
110–2
110–2
<10–3
<10–3
<10–3
<10–3
110–2
<10–3
<10–3
210–2
3,510–3
<10–3
110–3
210–2
1.610–1
210–3
110–2
110–3
210–2
О
110–2
410–3
710
C
Таблица 4.1
158
–
–
–
–
–
Ti (йодидный)
9.
10. Zr (йодидный)
11. V (вакуум. плавл.)
12. ВХ2У
–
Nb монокр.
6.
W фторид. (110)
–
Мо монокр.
5.
8.
–
ЭЛН-1
4.
–
–
СБ-1
3.
W монокр.
210
СМ-4
2.
7.
–
–1
Ru
ВН-2
Материал
1.
№
п.п.
–
710
410
–
–
–
–
–
<10
–
–3
–4
–
–3
<310
–
–
–3
110–3
1.510–3
–
110
–2
–
–3
–
Mg
–
–
110
–
Al
–
–3
–3
–
–
–
<610–3
<10
<10
–
210–3
–
основа
–
–3
–3
610
–
<10
–
–
1.810–2
–
1.410
–3
–
810
310
–
–3
–3
–2
<110
–
2.510
–2
110–3
–
810
–2
–3
2.510
–
310–2
–2
Fe
Cr
–3
<510
110
–
N2
Содержание, мас.%
–
–
–3
–3
610
–
<10
–
–
110–3
–
–
110
–2
510–3
Ni
–
–
–
–
–
–
–
310–3
–
–
–
310–2
Si
510–1/
510–2
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
Y/B
Продолжение табл. 4.1
Эмиттерные материалы
Эмиттер ТЭП, ЭГЭ, ЭГК является одним из наиболее сложных
узлов ЯЭУ и термоэмиссионных установок с неядерными источниками тепла. К нему предъявляются жесткие, подчас противоречивые
требования: обеспечение жаропрочности и эмиссионной способности, коррозионной стойкости при контакте с ядерной топливной композицией, а также обеспечение энергонапряженности (по тепловому
потоку и плотности генерируемой электрической мощности) в условиях длительного ресурса работы (от 1 года до нескольких лет), радиационной стойкости и др. Используемые в термоэмиссии тугоплавкие металлы Мо, W, Nb и сплавы на их основе имеют кристаллическую структуру ОЦК. Необходимость увеличения эмиссионной способности эмиттеров в рабочих условиях цезиевого ТЭП, ЭГЭ, ЭГК
выдвинула требование увеличения вакуумной работы выхода эмиттера. Для монокристаллической цилиндрической эмиттерной оболочки из ОЦК-металлов это стало возможным путем выбора кристаллографической ориентации оси по [111]. Для такой оболочки
кристаллическая структура поверхности имеет осевую симметрию.
60-градусный сектор данной структуры с тремя основными кристаллографическими направлениями  101 ,  211 и  110 с соответствующими им на поверхности плоскостями (110), (112) и опять (110)
повторяется через каждые 60. Поскольку грань (110) имеет наиболее
плотную упаковку атомов, то она же имеет наиболее высокую вакуумную работу выхода электрона. В частности, для W (110) – 5,35 эВ,
для Мо (110) – 5 эВ. Разработчикам эмиттерного узла ЭГК обычно
удается удовлетворить основным требованиям, предъявляемым к
эмиттеру, путем разделения функций: жаропрочность эмиттерного
узла обеспечивают двойные или тройные монокристаллические
сплавы (Mo-Nb, W-Nb, W-Re, W-Ta-Re и др.), а эмиссионную способность – эмиссионное (обычно вольфрамовое) покрытие на них
толщиной от нескольких мкм до нескольких сот мкм, наносимое по
газофазной фторидной или хлоридной технологии (так называемым
CVD-методом).
На рис. 4.11 приведена расчетная зависимость вакуумной работы выхода эмиссионного покрытия на ОЦК – эмиттерной оболочке
от доли поверхности, ориентированной по (110)-грани [60], на ко159
торую нанесены экспериментальные точки, полученные по данным
работы [41].
Вакуумная работа выхода, эВ
5.4
5.2
5.0
- W Ф Т.[111], эксперимент
- W Ф АСЕТИ Р., эксперимент
- W М ОН ОГР., эксперимент
4.8
0
20
40
60
80
100
Доля поверхности электрода,
ориентированная по (110)-грани, %
Рис. 4.11. Зависимость вакуумной работы выхода вольфрамового эмиссионного
покрытия от доли поверхности, ориентированной по (110)-грани
Экспериментальные данные относятся к эмиттерным оболочкам с
электродными материалами, использующимися в качестве эмиссионных покрытий, наносимых так называемым «фторидным» методом по газофазной технологии (CVD) на тонкостенные эмиттерные
оболочки ЭГЭ из монокристаллических сплавов на основе молибдена в ГНЦ РФ-ФЭИ. Аналогичные работы по разработке технологии
нанесения эмиссионных покрытий так называемым «хлоридным»
газотранспортным методом проводились в ФГУП «НИИ НПО Луч»
(г. Подольск) и СФТИ (г. Сухуми).
Следует отметить, что в 1985–1990 гг. были в основном завершены работы по разработке технологий формирования полигранных, моногранных, фасетированных и других эмиссионных покрытий (материалов, ЭГЭ). На рис. 4.12 в качестве примера приведены
конструктивные схемы и фотографии полигранных и различных
вариантов моногранных, ориентированных преимущественно по
(110)-грани, эмиттерных оболочек.
160
ж)
Рис. 4.12. Конструктивные схемы (а–е) и внешний вид (ж) различных вариантов
моногранных эмиттерных оболочек
Экспериментальные исследования свойств поверхности вольфрамовых CVD-покрытий Wфт.[111] на трубчатых молибденовых и
вольфрамовых оболочках с осевой кристаллографической ориентацией [111] показали, что в процессе нанесения вольфрамового и
вольфрам-рениевого (17–20% мас. Re) покрытия (изучались покрытия толщиной до 100 мкм) формируется монокристаллический полигранный эмиссионный слой. Этот эмиссионный слой без какойлибо дополнительной механической, электрохимической или термической обработки поверхности обладает достаточно совершенной кристаллографической структурой из периодически чередую161
щихся участков поверхности с основными гранями (110) и (112),
между которыми поверхность покрытия содержит террасы и уступы, образованные выходами плоскостей (112) и (110).
На рис. 4.13 и 4.14 приведены обзорные (полные) распределения
по поверхности Wфт.[111] – покрытия вакуумной работы выхода
электронов (измерение методом КРП в варианте Андерсона) и основных дифракционных картин (измерение методом ДМЭ).
Рис. 4.13. Установившееся азимутальное распределение вакуумной работы
выхода вольфрамового покрытия Wфт.[111] после длительного отжига в вакууме
(Т  2000К)
Из этих рисунков видно, что изменение работы выхода
отожженного фрагмента эмиттерной оболочки с ~5,3 эВ до ~4,8 эВ
носит периодический характер. Период кривой как для Wфт.[111],
так и для (W – 17÷20% мас. Re)фт. [111] – покрытий соответствует
углу поворота 60. При этом максимумы работы выхода коррелируют с выходом граней (110), а минимумы – граней (112), что фиксируется по соответствующим дифракционным картинам хорошего
качества (не хуже, чем для эталонных плоских образцов). Величина
разницы работы выхода между максимальной и минимальной величинами на распределении вакуумной работы выхода Ф0  0,5
эВ хорошо коррелирует с литературными данными (Ф0(110)–Ф0(112)).
162
а)
б)
в)
г)
Рис. 4.14. Основные дифракционные картины поверхности вольфрамового
покрытия Wфт.[111] отожженного образца эмиттера в направлении минимальной
(а), максимальной (б и в) и промежуточной (г) работы выхода: а – грань (112), ЕР =
140 эВ; б – грань (110), ЕР = 46 эВ; в – грань (011), ЕР = 46 эВ; г – дифракционная
картина в области между гранями (110) и (112), ЕР = 46 эВ
Экспериментально была установлена сложная температурная
эволюция кристаллографической структуры и работы выхода эмиссионной поверхности. Она связана с соответствующей температурной эволюцией состава поверхности по данным измерения методом
электронной оже-спектроскопии (ЭОС), характерный пример которой приведен на рис. 4.15, и приповерхностной области (по данным
послойного ЭОС-анализа), приведенной для неотожженного образца Wфт. [111] на рис. 4.16.
163
а)
б)
в)
Рис. 4.15. Температурная эволюция элементного состава поверхности
Wфт. [111] по данным ЭОС: а – в процессе первого вакуумного отжига (А – 300 К,
В – 1670 К, С – 2100 К); б – после отжига при Т  2100 К в основных кристаллографических направлениях в области пика углерода; в – после отжига при
Т  2100 К в основных кристаллографических направлениях в области пика
кислорода
Основными фоновыми эмиссионно-активными примесями фторидного CVD-процесса являются кислород и углерод. Они накапливаются и удерживаются вплоть до температуры отжига ~2100 К,
преимущественно на участках оболочки с «рыхлыми» типа (121)
гранями эмиссионной поверхности. Химическое взаимодействие
примесей кислорода и углерода на поверхности и в приповерхностной области эмиссионных вольфрамовых и вольфрамрениевых монокристаллических полигранных покрытий и определяют в значительной степени температурную и временнýю эволюцию их эмиссионных свойств.
164
Рис. 4.16. Распределение элементного состава (а) и характерный вид спектров
(в) по глубине покрытия Wфт. [111] по данным ЭОС: направление анализа – [121]
При вакуумном отжиге распределение вакуумной работы выхода
сначала носит неупорядоченный характер, связанный с выходом на
эмиссионную поверхность эмиссионно-активных примесей и их интенсивным взаимодействием между собой и атмосферой остаточных
газов вакуумной камеры, в которой они находятся (отжигаются). До
температуры вакуумного отжига (1400–1500 К) происходит окисление углерода на поверхности эмиссионных покрытий и десорбция
образовавшихся соединений углерода в газовой фазе с поверхности
покрытий: окисление «запасенного» при CVD-процессе примесного к
W или W-Re углерода (и фонового углерода), также «запасенным»
при CVD-процессе кислородом по толщине эмиссионного покрытия
по крайней мере ~10–30 нм. Обычно процесс «выгорания» углерода в
кислороде на этом этапе длится, в зависимости от давления остаточных газов в вакуумной камере, от десятков минут (Р~10–9 мм рт. ст.)
до 1–2 ч (Р~10–7 мм рт. ст.). При использовании средств откачки, содержащих фоновые углеводородные примеси (так называемые «масляные» средства откачки) длительность этого этапа может достигать
десятков часов.
165
Далее при вакуумном отжиге до температуры ~2100 К происходит быстрая (минуты) очистка поверхности эмиссионных покрытий от поверхностных эмиссионно-активных примесей. Во время
его проведения появляются элементы топографии поверхности и
эмиссионного контраста по работе выхода: азимутальная неоднородность кристаллографической ориентации и работы выхода характеризуется двенадцатью плоскостями (112) и (110), чередующимися через 30. Других ориентаций поверхности не было обнаружено ни в исходном состоянии эмиттерных оболочек, ни после
1000 ч вакуумного отжига, ни после ~6000 ч ресурсных испытаний
в составе лабораторных ТЭП на стендах с электронагревом. Было
также установлено, что легирование монокристаллических вольфрамовых покрытий рением (до 20% мас.) не приводит к изменению эмиссионных свойств по сравнению с чисто вольфрамовыми
покрытиями.
На рис. 4.17 в качестве примера показаны обобщенные (по данным измерений не менее 10-ти образцов) распределения вакуумной
работы выхода по поверхности полигранных монокристаллических
W [111] – покрытий, полученных с помощью хлоридного и фторидного CVD-процессов на поверхности монокристаллических
трубчатых Мо [111] – оболочек эмиттеров.
Сравнительный анализ температурных эволюций элементного
состава и изменения работы выхода показал, что интегральная вакуумная работа выхода вольфрамовых W [111] – покрытий для
эмиттерных оболочек, как по «фторидной», так и по «хлоридной»
технологиям практически совпадают и составляют величину
4,900,05 эВ.
Данные анализа результатов исследований эмиссионных
свойств вольфрамовых покрытий [41], нанесенных на эмиттерные
оболочки по базовым технологиям, позволяют сделать несколько
выводов, важных для последующих разработок, исследований и
испытаний ТЭП/ЭГЭ/ЭГК.
Фоновая примесь кислорода, вносимая в монокристаллические
вольфрамовые и вольфрам-рениевые эмиссионные покрытия в
CVD-»фторидном» процессе, приводит к уширению областей, ориентированных по (110)-грани, по сравнению с обточенным плавленым монокристаллическим слитком.
166
Рис. 1.17. Сравнение обобщенных по данным
Рис. 4.17. Сравнение обобщенных по данным десяти измерений азимутальных
измерений
азимутальных
распределенийдесяти
вакуумной работы
выхода: 1 – Wхл.[111]-покрытие
(после размерраспределений
вакуумной
работы
выхода:
ной обработки); 2 – Wфт.[111]-покрытие
1 – W хл.в[111]-покрытие
размерной
обработки);
«Запасенный»
эмиссионных(после
покрытиях
кислород
способству2 – W фт.[111]-покрытие.
ет самоочистке поверхности и приповерхностной области вольфрамовых и вольфрам-рениевых монокристаллических покрытий
глубиной не менее 10 нм от фонового и примесного (на поверхности) углерода в процессе вакуумного отжига эмиттерных оболочек.
Накопление фоновых примесей кислорода и углерода в процессе нанесения эмиссионных покрытий происходит преимущественно на участках поверхности оболочек с «рыхлыми» типа (121)гранями.
Легирование монокристаллических вольфрамовых покрытий
рением (до ~20% мас.) не улучшает эмиссионные свойства эмиттерных оболочек. Напротив, кроме естественного усложнения технологии нанесения покрытий, оно формируется более дефектным и
рыхлым и с большим, чем для вольфрамовых покрытий, содержанием примесей.
167
Выбор типа CVD-процесса для будущих электрогенерирующих
систем будет в значительной мере определяться текущим состоянием технологии, а не какими-то ее особыми преимуществами и
недостатками.
Улучшение эмиссионных характеристик и азимутальной однородности по работе выхода эмиттеров ТЭП/ЭГЭ/ЭГК является одним из необходимых условий для увеличения выходных электрических характеристик, КПД и ресурса работы энергетических установок с ядерными и неядерными источниками тепла. Оно естественным образом связано с увеличением доли эмиссионной поверхности эмиттерных оболочек, ориентированной по (110)-грани.
В ГНЦ РФ-ФЭИ и ФГУП «НИИ НПО Луч» были разработаны
различные способы увеличения доли эмиссионной поверхности,
ориентированной по (110)-грани [61], либо путем увеличения парциального давления кислорода во фторидном СVD-процессе осаждения вольфрама (покрытия, называемые фасетированными
Wфт.фасет.[111]-покрытиями), либо путем ориентированной огранки
внешней поверхности Мо [111]-трубчатых оболочек плоскостями,
параллельными (110)-грани с последующим нанесением вольфрама
во фторидном СVD-процессе (покрытия, называемые моногранными покрытиями), либо путем комбинации фасетирования и ориентированной огранки (покрытия, называемые гибридными покрытиями).
На рис. 4.18 и 4.19 приведены основные результаты измерений
распределения вакуумной работы выхода, элементного состава поверхности и приповерхностной области, кристаллографической
ориентации и топографии моногранного фасетированного покрытия Wфт.фасет.[111], полученного ростовым методом в процессе эпитаксиального нанесения покрытия вольфрама толщиной до 100 мкм
в CVD-процессе.
168
а)
б)
в)
Рис. 4.18. Азимутальное распределение вакуумной работы выхода (а) по данным
измерения методом СПТВР и распределение элементного состава на направлении
[121] (б и в) Wфт. фасет. [111] по данным ЭОС (температура отжига  1900 К):
1– полигранное Wфт.[111]-покрытие; 2 – Wфт. фасет. [111] до ресурсных испытаний;
3 – Wфт. фасет. [111] после 6460 ч ресурсных испытаний; (б и в) – до и после 6460 ч
ресурсных испытаний
169
а)
б)
в)
Рис. 4.19. Оптическое изображение (200) участков поверхности с фасетированным вольфрамовым покрытием на границе между [110] и [121]-направлениями
(а), на направлении [121] (б) и принципиальная геометрическая схема фасеток на
направлении [121] (в)
На рис. 4.20 приведены основные результаты измерения эмиссионных свойств моногранных Wфт. (110)-покрытий, выращенных в
CVD-процессе на ограненных трубчатых монокристаллических
эмиттерных оболочках из Мо [111].
Для эффективных ТЭП/ЭГЭ с барьерным индексом VB < 2 эВ появляется возможность перейти в низкотемпературный режим работы
с ТЕ <1600 К. Последнее позволяет значительно снизить энергонапряженность ЭГК в космических ЯЭУ для увеличения ресурса до 10
и более лет в энергетических установках нового поколения [49]. Для
них также остается актуальной задача выбора эмиттерных материалов, обеспечивающих в рабочих условиях ФЕ0 ≳5 эВ. Другими важными аспектами разработки ЭГК становятся стоимость технологического передела эмиттерных оболочек и наличие доступной сырьевой базы. Этим требованиям в значительной степени удовлетворяют
поликристаллические сплавы тугоплавких металлов с рением,
например, молибден-рениевый сплав марки МР с содержанием Re
~50% мас., а также эмиссионные покрытия металлами платиновой
170
- огранка по (110)-плоскости шлифованием молибденовой монокристаллической
- двухтеррасная огранка (1);
подложки, отклонение поверхности подложки от (110)-грани менее 5 ; - семитеррасная огранка (2).
группы,
в том числе платиной, эмиттерных оболочек из тугоплавких
- огранка по (110)-плоскости - фрезерованием,
отклонение
материалов. по (110)-грани менее 8 .
0
0
5.4
5.4
Работа выхода, эВ
Работа выхода, эВ
5.3
5.3
5.2
5.2
5.1
5.0
4.9
5.1
0
1
2
3
4
5
4.8
0
0
0
0
0
-30 - Т = 900-1890
0
30 = 920 К , 60
К, Т
T C s = 541 К90
;
Е
С
- Т Е = 1775-1955
К, Т
= 950 К , T C s = 546 К .
Азимут,
град.
С
Линейное перемещение, мм
а)
б)
f 0 = 5.0 эВ
Работа выхода, эВ
3.0
5.2
2.5
2.0
2.5
3.0
3.5
Параметр Рейзора, TE/TCs
в)
г)
Рис. 4.20. Азимутальное распределение вакуумной работы выхода (а, б), данные
послойного анализа эмиттерного состава (в) и эмиссионных измерений (г) для
моногранных Wфт.(110)-покрытий, полученных методом огранки:
а) шестигранная огранка: ○ – огранка по (110)-плоскости шлифованием молибденовой монокристаллической подложки, отклонение поверхности подложки от
(110)-грани менее 5; + – огранка по (110)-плоскости фрезерованием, отклонение
по (110)-грани менее 8о.
б) многогранная огранка: в) шестигранная огранка:
△ – двухтеррасная огранка (1);
○ – семитеррасная огранка (2);
стигранная огранка:
 – до испытаний в ТЭП;
- - - - – после 600 ч испытаний в ТЭП; г) ше-
И змерения в ТЭП :
- Т Е = 900-1890 К , Т С = 920 К , T Cs = 541 К ;
- Т Е = 1775-1955 К , Т С = 950 К , T Cs = 546 К ;
- расчетные данные Рейзора.
f 0 = 5.0 эВ
выхода, эВ
3.0
2.5
171
5.2
2.9
Ф0 = 5.0 эВ
Работа выхода, эВ
2.8
5.1
2.7
2.6
2.5
2.4
2.3
2.2
2.1
2.0
2.7
2.8
2.9
3.0
3.1
3.2
3.3
3.4
Параметр Рейзора (TE / TCs)
МРФ:
TE = 1571 K, TC = 880 K, TCs = 500 - 570 K, d = 0.8 мм;
TE = 1528 K, TC = 773 K, TCs = 487 - 544 K, d = 0.8 мм;
TE = 1572 K, TC = 900 K, TCs = 480 - 570 K, d = 0.8 мм.
2.8
5.0
4.9
Работа выхода , эВ
2.6
0 = 4.8 эВ
5.2
2.4
5.4
2.2
2.0
1.8
1.6
1.4
1.7
1.9
2.1
2.3
2.5
2.7
2.9
3.1
3.3
Параметр Рейзора (TE/TCs)
Pt:
TE = 1397 K , TC = 812 - 868 K, TCs = 523 K, d = 0.5 мм (ХТ в дуговом режиме);
TE = 1503 K , TC = 874 K, TCs = 486 - 579 K, d = 0.5 мм (ХТ в дуговом режиме);
TE = 1601 K , TC = 888 K, TCs = 496 - 581 K, d = 0.3 мм (ХТ в дуговом режиме);
TE = 1389 - 1600 K , TC = 882 K, TCs = 549 K, d = 0.5 мм (обр. эмиссия в квазивак. режиме);
TE = 875 - 1601 K , TC = 876 K, TCs = 524 K, d = 0.5 мм;
TE = 800 K , TC = 800 K, TCs = 339 - 532 K, d = 0.1 мм (обр. эмиссия в квазивак. режиме);.
Рис. 4.21. Зависимость работы выхода эффективных эмиттеров из сплава МР (а),
Pt-покрытия на Мо (б) от параметра Рейзора (измерение методом ХТ в рабочем
режиме)
172
На рис. 4.21 по данным работы [31] приведены примеры эмиссионных характеристик сплава МР и Pt–покрытия на молибденовой
эмиттерной оболочке, полученные при регистрации ВАХ методом
характерных точек (ХТ) при испытаниях ТЭП на стендах с электронагревом.
Стабильность эмиссионных свойств платинового покрытия на
эмиттерных оболочках с Wфт. фасет. [111]-покрытием была подтверждена испытаниями ТЭП и ЭГК продолжительностью около 1 года
на стенде с электронагревом и при петлевых испытаниях ЭГК в
составе петлевого канала КЭТ-90 в реакторе АМ (ГНЦ РФ-ФЭИ).
Коллекторные материалы
Правильный
подбор
коллекторных
материалов
для
ТЭП/ЭГЭ/ЭГК является, наряду с выбором эмиттерных материалов,
одним из необходимых условий достижения высокого КПД (низкой
величины барьерного индекса), стабильности выходных электрических характеристик, приемлемых массогабаритных характеристик
ЯЭУ в целом, площадь холодильника-излучателя которой сильно
зависит от температуры коллектора и т.д. Конечно же, выбор коллекторных материалов в значительной степени зависит от состояния
и возможностей технологии формирования коллекторного пакета,
состава межэлектродной среды, в которой, кроме пара цезия, могут
оказаться так называемые «технологические» газы (СО и СО2, Н2О,
СnНm) и газообразные продукты деления из топливного сердечника
эмиттерной оболочки.
К середине 70-х годов в области электродных материалов
ТЭП/ЭГЭ/ЭГК для ЭГК ЯЭУ первого поколения «ТОПАЗ» и
«ЕНИСЕЙ» выбор коллекторных материалов разработчиками соответствующих проектов был уже осуществлен. Это были сплав на
основе ниобия, получивший название ВН-2 («ТОПАЗ»), и сплав на
основе молибдена, получивший название СМ-4 («ЕНИСЕЙ»). В
табл. 4.1 приведен химический состав основных коллекторных материалов, в том числе ВН-2 и СМ-4, данные по которым были получены методом масс-спектрографии объемного содержания примесей.
Выбор ВН-2 и СМ-4 в качестве коллекторных материалов был
осуществлен разработчиками соответствующих ЭГК в основном по
173
технологическим соображениям. А тот факт, что эти же конструкционные материалы, из которых изготавливались коллекторные пакеты, формировали эмиссионно-адсорбционную поверхность коллекторов без учета особенностей состава их поверхности, приповерхностного слоя и взаимодействия с межэлектродной средой ЭГК,
объясняется отсутствием в то время методов анализа и, соответственно, системных исследований электродных материалов не только эмиссионными методами, но и методами анализа поверхности.
На рис. 4.22 приведены полученные в работе [41] характерные
оже-спектры ВН-2 и СМ-4 – коллекторных материалов при рабочих температурах в условиях глубокого вакуума (давление остаточных газов не превышало 10–9 мм рт. ст.).
а)
б)
Рис. 4.22. Электронные оже-спектры базовых коллекторных материалов – сплавов
на основе ниобия (а – сплав ВН-2, ЭГК ЯЭУ «Топаз») и молибдена (б – сплав
СМ-4, ЭГК ЯЭУ «Енисей») после вакуумного отжига при Т 1000 К
Видно, что, кроме соответствующих ниобиевой и молибденовой
основ сплавов, они содержат различные фоновые загрязняющие
примеси (серу для ВН-2 и фосфор для СМ-4), внесенные в эти материалы в металлургических процессах и, как показали дальнейшие
исследования, не удаляемые ни процессами вакуумно-термической
обработки в ходе технологического передела коллекторных пакетов,
ни в процессе взаимодействия с газовыми продуктами межэлектрод174
ной среды. ВН-2 как материал, состоящий в основном из активного к
кислороду ниобия, содержит примесь кислорода. Загрязнение ВН-2
и СМ-4 углеродом является естественным результатом фонового
сопровождения этим элементом всех фаз технологического передела
от металлургии до изготовления деталей, узлов, пакетов и т.п. Здесь
следует отметить, что именно примеси на поверхности и в приповерхностном слое коллекторных материалов в составе соответствующих коллекторных узлов ТЭП/ЭГЭ/ЭГК, взаимодействие поверхности с межэлектродной средой, содержащей эмиссионно-активные
газы (цезий, кислород, метан, продукты массопереноса) определяют
не только достижение желаемых низких значений работы выхода
коллекторов в парах цезия, но и в значительной степени стабильность их эмиссионно-адсорбционных свойств и, соответственно, выходных электрических характеристик.
На примере ВН-2 на рис. 4.23 показана температурная эволюция
свойств коллектора в исходном состоянии коллекторного материала
и после работы в составе ТЭП с Wфт.[111]-эмиттером. Видно, что
сера, кислород и углерод определяющим образом влияют на свойства ВН-2 – коллектора, причем рабочие условия ТЭП, изменяя количественные характеристики, качественную картину влияния эмиссионно-активных примесей не изменяют. Отличительной особенностью для ВН-2 – коллектора является сегрегация серы на поверхности, причем углерод и сера являются конкурирующими на поверхности загрязнениями. Скопление серы на поверхности меняется от
точки к точке, что говорит о концентрации ее в значительных количествах (до 70% ат.), по-видимому, в дефектах приповерхностного
слоя. Конкуренция кислорода и серы на поверхности ВН-2 – коллектора определяет значение его вакуумной работы выхода, они же, в
основном, ответственны за установленный в работе факт наличия
гистерезиса работы выхода, связанный с сегрегацией серы. Только
отжиг ВН-2 коллектора в кислородной атмосфере приводит к «выжиганию» серы с поверхности, однако в результате этой операции
происходит окисление коллектора до состояния Nb2O5.
175
а)
б)
в)
Рис. 4.23. Температурная эволюция вакуумной работы выхода и распределение
основных загрязняющих примесей по поверхности ВН-2: а) 1 – исходное состояние;
2 – после работы в ТЭП; б) исходное состояние; в) после окисления в составе ТЭП
Поведение свойств поверхности СМ-4 качественно очень похоже
на ВН-2. Отличие, в основном, проявляется в том, что не сера, а фосфор является примесью, определяющей температурную эволюцию
характеристик поверхности. СМ-4 более легко, чем ВН-2, окисляется
176
межэлектродной средой, и, соответственно, фосфор более легко, чем
сера, удаляется с поверхности коллектора.
Коллекторные материалы, не подвергнутые какой-либо специальной обработке в кислородсодержащей газовой среде, изменяют
значение вакуумной работы выхода в следующих диапазонах [41]:
ВН-2 – 4,354,7 эВ, а СМ-4 – 4,65,0 эВ.
Одним из перспективных путей увеличения эффективности ТЭП
является выбор материалов, способных при рабочих температурах
коллектора ТЭП сохранять минимально возможную в системах МеО-Cs работу выхода. Для ТЭП большое значение имеют результаты
исследований систем Ме-О-Cs при повышенных температурах.
При этом важно знать, в каком химическом состоянии и при какой
концентрации должен находиться О на подложке, чтобы система
обладала одновременно максимальной термоустойчивостью и минимальной работой выхода. С учетом условий работы ТЭП также
необходимы сведения о влиянии излишних количеств О и Cs на
оптимальные характеристики двойной пленки. Повышение термоустойчивости пленок О-Cs позволяет снизить давление паров Cs и
тем самым способствовать уменьшению дуговых потерь напряжения.
На примере электродных материалов Мо (110) и Nb (110) были
проведены исследования термоустойчивости пленок О-Cs на металлических подложках, в которых было выяснено влияние химических свойств подложки, ее кристаллографии, концентрации и
химического состояния О и Cs на подложке на необходимые для
ТЭП параметры системы Ме-О-Cs [62–64].
Было установлено, что при термодесорбции Cs уносит О со всех
структур Мо (110), за исключением Мо4О и трехмерной пленки
МоО3, на которой Cs адсорбируется между кристаллами МоО3 на
пленке О. При термодесорбции с Nb (110) Cs оставляет структуры
окислов без изменения, десорбируясь в чистом виде. Различие в
поведении двойных пленок О-Cs при термодесорбции с Мо и Nb
объясняется различным соотношением энергии связи кислородподложка, кислород-цезий, которая по данным измерений составляет:
для Мо (110): (Мо-О) – 5,6 эВ, (О-Cs) – 4,2 эВ;
177
для Nb (110): она одинакова для систем (Nb-О), (О-Cs) и составляет 5,55 эВ.
Моделирование потоков цезия на поверхность коллекторов,
имеющих место в рабочих условиях ТЭП и значительно превышающих применяемые при исследовании однократной адсорбции,
производилось путем многократной последовательной адсорбции
О и Cs до тех пор, пока не прекращалось изменение электронного
состояния системы Ме-О-Cs. Такой слой О-Cs, полученный после
прекращения всяких изменений в системе, не дает дифракционных
картин (является аморфным). При прогреве на оптимальной островковой пленке еще сохраняется состояние минимальной работы
выхода. Все дополнительные количества О и Cs из сплошного слоя
десорбируются, оставляя на подложке, свободной от посторонних
примесей, лишь оптимальный слой. По-видимому, оптимизация
ТЭП по температуре коллектора и давлению Cs как раз и включает
в себя как удаление с коллектора дополнительного О и Cs, так и
получение состояния системы Ме-О-Cs с минимальным значением
работы выхода.
В ряде случаев при прогреве пленок О-Cs, особенно с дополнительным О на субоксидах, а также пленок, полученных путем многократной последовательной адсорбции О и Cs, после разрушения
дипольного слоя при высоких температурах было обнаружено образование устойчивых химических соединений с высокими работой выхода (4,45–4,75 эВ) и термоустойчивостью (900–1575 К для
Мо и 850–1325 К для Nb). Эти двумерные соединения Ме-О-Cs
имеют муаровые дифракционные картины и были идентифицированы как молибденовая и ниобиевая бронзы. При наличии в межэлектродной среде ТЭП О и Cs при нагреве коллекторов может
происходить образование бронз. Во избежание образования бронз
при высоких температурах коллекторов ТЭП, имеющих нежелательное повышенное значение ФС, в случае наличия или необходимости введения О в межэлектродное пространство, по-видимому,
предпочтительно его применение (или наличие) только на стадии
очистки электродов от загрязнений в режимах работы без цезия.
Исследования Ме-О-Cs систем на коллекторе ТЭП в модельных
условиях показали, что наиболее термоустойчивыми при сохранении одновременно наиболее низкой величины работы выхода яв178
ляются пленки О-Cs на низших субоксидах Мо4О и Nb6О, а наименее термоустойчивыми – на трехмерных пленках МоО3. Аналогичное молибдену поведение О-Cs пленок наблюдалось и для W (110).
При этом величина минимальной работы выхода в системах Ме-ОCs зависит от геометрии кристаллографической структуры окисленной подложки, а термоустойчивость пленок О-Cs от химического состояния кислорода на подложке и степени ее активности к
кислороду.
Отсюда следует практически важный вывод: для коллекторов
долгоресурсных ТЭП/ЭГЭ/ЭГК желательно выбирать наиболее активные к кислороду переходные металлы, например, из следующего
ряда: Cr, Nb, V, Hf, Zr, Ti, Ni (в зависимости от освоенной технологии формирования коллекторных пакетов, условий работы на Земле
или в космосе и т.п.). Поскольку наименьшей работой выхода и одновременно максимальной термоустойчивостью обладает пленка Cs
на низших субоксидах, то нет необходимости доводить подложку до
полного окисления. На примере Nb (110) было установлено, что увеличение активности металла к кислороду привело к снижению скорости окисления его поверхности из-за повышенной растворимости
кислорода. В частности, при тех же давлениях кислорода, когда было возможно получение на поверхности Мо трехмерных кристаллов
МоО3, на Nb не достигнуто трехмерного окисления. Поэтому можно
ожидать, что на более активных к кислороду металлах, таких, как V,
Zr, Ti, Cr, Ni в остаточных газах при рабочих условиях ТЭП
/ЭГЭ/ЭГК возможно существование желаемых пленок субоксидов.
В работе [54] было установлено, что коллекторные материалы,
активные по отношению к О (например, Nb (110), V, Ti, Zr и др.), в
процессе прогрева могут самоочищаться от твердых примесей (С и
S) за счет их окисления и термодесорбции в газовой фазе. Для металлов, слабо активных по отношению к О, в частности, в случае
Мо (110), самоочистка не происходит. Более того, пленки цезия,
адсорбированные на поверхность материалов, загрязненных углеродом, менее термоустойчивы, а работа выхода коллекторной системы ФС повышена.
Для выяснения влияния химического состояния кислорода, углерода и серы на коллекторе на работу реального ТЭП были проведены эксперименты в преобразователе с плоскопараллельной гео179
метрией электродов, эмиттером из платины и коллектором из иодидного циркония. Выбор платины в качестве эмиттера обусловлен
тем, что на ее эмиссионные характеристики при рабочих температурах практически не влияют О и СО, являющиеся наиболее активными компонентами остаточных газов в ТЭП. Выбор циркония в
качестве коллектора сделан, исходя из его хороших геттерных
свойств по отношению к О, благодаря чему увеличивается способность к самоочистке поверхности от загрязнений С и S, а также затрудняется окисление его поверхности. Предварительно в измерениях методом электронной оже-спектроскопии платины был обнаружен аморфный слой С, а загрязнениями циркония являлись С и
S, причем последняя сегрегировала при прогреве.
На рис. 4.24 в качестве примера приведены эмиссионные характеристики коллектора при различных его химических состояниях и
огибающие по РCs вольтамперных характеристик (ВАХ) ТЭП, соответствующие этим состояниям.
Видно, что значение минимальной работы выхода коллектора,
измеренной методом обратной эмиссии, составило величину ~
1,3 эВ. Она была получена двумя способами: самоочисткой поверхности коллектора с помощью остаточного О в межэлектродном пространстве и растворенного в объеме материала, или с помощью кратковременного окисления при PO2 ~10–3–10–2 мм рт. ст. и
ТС = 810 К в течение времени не более 30 мин. Если же после достижения ФСmin =1,3 эВ продолжалось окисление коллектора, то
величина работы выхода коллектора увеличивалась на 0,3 эВ. Было
также установлено, что после перегрева коллектора до 1123 К
наступало резкое ухудшение выходных характеристик, которое
было связано с увеличением при 1120 К поверхностной концентрации S, что коррелировало с соответствующим характером изменения величины оже-пика S в спектре циркония. При этом происходит уменьшение площади чистой поверхности коллектора, на которой возможно образование системы Ме-O-Cs, обладающей наиболее низкой работой выхода. Это, в свою очередь, вызывает соответствующее ухудшение выходных электрических характеристик.
180
10
2
1.6
Плотность тока, А/см
Работа выхода, эВ
8
1.5
1.4
6
2
3
4
1
1.3
2
1.2
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
2.0
0
0.0
2.1
Параметр Рейзора (TC / TCs)
0.1
0.2
0.3
Напряжение, В
после очистки от фоновых поверхностных загрязнений
а) окислением;
кратковременным
б)
Рис. 4.24.
Изменение
работы
выхода циркониевого
коллектора (а), огибающих
самоочистка
в остаточных
газах межэлектродной
среды через
ВАХ
(б) приокисления);
его различных химических состояниях:
1000 часов (без
специального
а) ТС = 823 К: ●– после очистки от фоновых поверхностных загрязнений краткопосле дополнительного окисления (переокисления) при
временным
окислением; ■– самоочистка в остаточных газах межэлектродной среP0 ~ 0.1 - 10 Па, TC = 810 К в течение 1 часа
ды через
1000 ч (без специального окисления); ▲– после дополнительного окисиз состояния ФCmin = 1.3 эВ.
ления (переокисления) при РО ~10–3–10–2 мм рт. ст., ТС = 810 К в течение 1 ч из
состояния ФСmin = 1,3 эВ;
б) ТЕ = 1373 К, ТСopt = 823–873 К, dopt = 1 мм: 1 – исходное состояние коллектора;
2 – в результате самоочистки коллектора (после 100 ч работы); 3 – после дополнительного окисления коллектора
Применение активных к кислороду переходных металлов, к которым следует отнести Ti, Zr, Hf, V, Nb, Cr, Ni позволит в условиях
ТЭП приблизиться для коллекторов к эмиссионно-адсорбционным
характеристикам идеальной системы металл – кислород – цезий. В
них из-за растворения кислорода снижается возможность переокисления поверхности и увеличивается вероятность существования
на поверхности субоксидов, являющихся наиболее оптимальной
поверхностной системой, адсорбция на которую пленки цезия
обеспечивает как получение минимально возможной работы выхода, так и ее максимальной термоустойчивости. Эти материалы способны к самоочистке в условиях ТЭП от поверхностных фоновых
загрязнений углеродом и серой при нагреве без специального
напуска кислорода. При невозможности очистки коллекторного
материала из-за сильной сегрегации примесей или других причин
181
предпочтительно работать на специально переокисленной (в том
числе до состояния двумерных поверхностных оксидов) поверхности, которая по эмиссионно-адсорбционным характеристикам хуже, чем субоксидная, но лучше, чем загрязненная рабочая поверхность коллектора ТЭП/ЭГЭ/ЭГК.
Измерение ФС коллекторов СМ-4 и ВН-2 в рабочих условиях
ТЭП с эмиттерами Wхл.[111] и Wфт.[111] дало соответствующий
диапазон изменения эффективной работы выхода от 1,5 до 1,7 эВ
на различных этапах работы. При этом изменение величины VB
происходило от 2,15 до 2,3 эВ.
Использование коллекторов на основе никеля и хром-ванадиевого сплава ВХ2У позволило значительно улучшить эмиссионноадсорбционные характеристики коллекторов ТЭП. В качестве примера на рис. 4.25 приведены их кривые Рейзора, измеренные в ТЭП
с эмиттером, покрытым платиновым эмиссионным слоем толщиной ~3 мкм.
Измеренные свойства ВАХ в диапазоне изменения ТЕ = 1300–
1600 К соответствовали значению VB = 2 эВ для электродной пары
Pt-Ni и VB = 1,9 эВ для электродной пары Pt-ВХ2У. Такие выходные
электрические характеристики и соответствующее ему высокое
значение электродного КПД (эл.=13% при ТС = 1600К) позволяют
разработчикам ЭГК значительно снизить его энергонапряженность
и приступить к созданию долгоресурсной электрогенерирующей
системы.
4.3. Вольтамперная характеристика цезиевого дугового
режима работы ТЭП
ВАХ ТЭП/ЭГЭ/ЭГК является одним из основных объектов теоретических, расчетных и проектных исследований в ходе разработки и
испытания электрогенерирующих систем энергетических установок
различного назначения. Многопараметрическая оптимизация ВАХ,
минимизация электрических и тепловых потерь при минимально
возможном уровне энергонапряженности по температуре эмиттера и
тепловому потоку является важнейшим требованием достижения
длительного ресурса работы ЯЭУ.
182
Работа выхода , эВ
1.75
1.65
2
1.55
1
1.45
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
2.0
2.1
Параметр Рейзора (TС / TCs)
Ni:
TE = 1397 K , TC = 745 - 978 K, TCs = 523 K, d = 0.5 мм (ХТ в дуговом режиме);
а)
TE = 800 K , TC = 800 K, TCs = 339 - 532 K, d = 0.1 мм (обр. эмиссия в квазивак. режиме).
Работа выхода, эВ
1.5
2
1.4
1
1.3
1.2
1.3
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
Параметр Рейзора (TC/TCs)
ВХ2У: 1 - измерение работы выхода
б) коллектора
методом обратной эмиссии
K, TCs = 509 K, d = 1 мм);
E = 1400
Рис. 4.25. Зависимость(Tработ
выхода
эффективных коллекторов из Ni (а) и сплава
2 - измерение работы выхода коллектора
ВХ2У
(б)
от
параметра Рейзора:
в квазивакуумном режиме
а) 1 – измерение ΦС (T
методом
обратной
=
T
,
T
=
448
K, эмиссии
d = 0.1 мм).(TE = 1397 K, TC = 745–978 K,
E
С
Сs
TCs=523 K, d=0,5 мм); 2– измерение ΦС в квазивакуумном режиме (TE= TС = 800K,
TCs = 339532 K, d = 0,1 мм);
б) 1 – измерение работы выхода коллектора методом обратной эмиссии (ТЕ = 1400 К,
ТCs = 509 К; d = 1 мм); 2 – измерение работы выхода коллектора в квазивакуумном
режиме (TE = TС, TCs = 448 K, d = 0,1 мм)
183
В настоящее время общепризнанной стала численная модель
ВАХ однородного (изотермического и эквипотенциального) ТЭП,
разработанная В.Н. Сидельниковым и названная им TOR [65, 66]. В
ней численное решение уравнений переноса [24, 25] было дополнено процессами, характерными для поджига, контрагирования и затрудненного режима дугового разряда, и удалось провести численное решение полных уравнений переноса заряда, импульса и энергии
электронов и ионов в межэлектродном пространстве ТЭП. Учет основных элементарных физических эффектов, имею-щих место на
поверхности электродов и в низкотемпературной плазме преобразователя, позволил с приемлемой погрешностью расчета ВАХ однородного ТЭП, не превышающей ~0,1 эВ по выходному напряжению,
предложить расчетную модель для описания диффузионного режима, участка с отрицательным дифференциальным сопротивлением,
дугового режима и участка насыщения эмиссии полной ВАХ в следующем диапазоне входных параметров: ТЕ = 1000–3000 К, ТС = 500–
3000 К; jSE = 1–1000 А/см2; ФС = 1,0–3,0 эВ; PCs = 0,2–20 мм рт. ст.;
d = 0,1–5 мм.
Однако сложность и громоздкость расчета ВАХ по модели TOR
(программа реализована на языке Фортран, для расчета одной точки требуется ~2107 арифметических операций) сдерживает ее
практическое применение при проведении проектных исследований. В этой связи для проведения инженерных расчетов характеристик однородного ТЭП В.Н. Сидельников предложил простую полуэмпирическую методику SET для расчета ВАХ [67]. В ней для
получения основных характеристик в том же диапазоне входных
параметров, что и в TOR, с приемлемой погрешностью, не превышающей ~0,1 эВ, расчетные ВАХ, полученные с помощью модели
TOR, интерполированы алгебраическими формулами:
eV = ФB – ФC – еVдуг.,
(4.30)
где V – выходное напряжение ТЭП; ФB – больцмановская работа
A T 2
выхода, [эВ],  B  kTE ln 0 E ; ФС – работа выхода коллектора,
j
[эВ]; Vдуг – дуговые потери напряжения на поддержание дугового
разряда и перенос зарядов через МЭЗ [В]; eVB – барьерный индекс,
184
[эВ], eVB = ФС + eVдуг.; е – заряд электрона; j – плотность проходящего потока, [А/см2];
Vдуг. = V0 + V1 + V2 + V3 – V4 + V5 ,
(4.31)
где V0 = 0,4 В; V1 – потеря напряжения из-за неоптимальной величины PCsd; V2 – потеря напряжения на участке насыщения эмиссионного тока; V3 – потеря напряжения на участке шнурования дугового разряда; V4 – поправка по напряжению при переходе дугового
разряда в диффузионный режим; V5 – потеря напряжения из-за
возможной эмиссии электронов с коллектора.
Здесь для определения V1V5 используют следующие зависимости:
2
j   0,036 

V1    PCs  d  1    
 ;
 80   PCs  d 
(4.32)
V2  Z  Z 2  0,052 ;
(4.33)

j 
k
V3  TE ln 1  2  ;
e
j 

(4.34)
V4 

j 
k
1
TE ln 1  2  
e
j  j3  2  8PCs  d

 j
1  
 j3 
4
;
(4.35)

j  T T
k
1 


 TC ln 1  C 1  E C 
(4.36)
 .
e
j  j2 
TC
PCs  d  



Здесь ТЕ – температура эмиттера, [К]; ТС – температура коллектора, [К]; jC – плотность эмиссионного тока электронов коллектора,
[А/см2];



0,1   j
1
,
(4.37)
Z   0, 4 




P

d
j
1

P

d

ln
1

j
Cs
E


Cs
E

V5 


где jE – плотность эмиссионного тока электронов эмиттера, (А/см2);
185
3
 22500 
5 103 PCs TE 4 exp  

TE 
10

j2  2
, j3 
;
1  20 PCs  d
TE PCs  d
7
(4.38)
ln PCs
T


(4.39)
jE  exp  E 0  E 
 15,85  ,
 0, 2 250 0,6

PCs – давление пара цезия в МЭЗ, (мм рт. ст.);
d – величина МЭЗ, (мм).
Эмпирический коэффициент  в формуле (32) изменяется для
различных электродных материалов от 0,04 до 0,3, что связано с
пятнистостью по работе выхода реального коллектора ТЭП (в модели TOR для случая однородных электродов  = 0,04). Анализ экспериментальных данных, проведенный в работе [57], показал, что Vдуг.
слабо зависит от температуры электродов, величины j и, соответственно, носит для цезиевых дуговых режимов ТЭП универсальный
характер, зависящий преимущественно от PCsd и показанный на рис.
4.26.
VДУГ., эВ
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0
1
2
3
4
5
6
Параметр PСs * d, мм рт. ст.*мм
Рис. 4.26. Эмпирическая зависимость дуговых потерь напряжения от PCsd
Результаты расчета ВАХ по моделям TOR и SET были верифицированы в большом количестве экспериментов с ТЭП, проводимых на стендах с электрическим нагревом. На рис. 4.27 в качестве
примера приведены результаты их сравнения с данными одного из
наиболее надежных экспериментальных результатов исследований
для электродной пары материалов Wфт.(110)-Wфт.(110), в значительной степени соответствующей требованиям однородности
внутренних параметров ТЭП, стабильность характеристик которых
подтверждена результатами ресурсных испытаний в течение примерно 1 года [34].
186
16
16
2
12
10
2
8
6
4
2
0
0.2
- эксперимент
- SET
1
14
Плотность тока, А/см
2
Плотность тока, А/см
- эксперимент
- TOR
1
14
12
10
8
2
6
4
2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
0
0.2
1.8
Напряжение, В
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
Выходное напряжение, В
а)
б)
Рис. 4.27. Сравнение ВАХ, рассчитанных по модели TOR (а) и модели SET (б),
с экспериментальными данными для электродной пары Wфт.(110)-Wфт.(110):
VB = 2 эВ; ФЕ0 = 5,0 эВ; ФС = 1,45 эВ; ТС = 925955 К; PCs = 2 мм рт. ст.; d = 0,4 мм;
1 – ТЕ = 1673 К; 2 – ТЕ = 1973 К
Следует отметить, что, кроме методики SET, В.Д. Юдицким с
коллегами ранее был разработан эмпирический метод расчета ВАХ
разрядного режима [68], имеющий в отличие от SET более узкий
диапазон изменения входных параметров ТЭП и требующий проведения более громоздких вычислений. Методика SET по своей сути
является инженерной и позволяет с приемлемой точностью оценить
так называемые предельные выходные электрические характеристики ТЭП при очень «жестких» параметрах дуговых режимов работы:
при увеличении ТЕ до 3000 К и ТС до 1400 К, уменьшении МЭЗ до
0,1 мм, возможном использовании поликристаллических эмиттерных материалов с ФЕ0 ~ 4,6 эВ и совершенных монокристаллов с
ФЕ0 ~ 5,4 эВ, возможном увеличении плотности проходящего тока и
т.п. Пример таких расчетных предельных характеристик ТЭП, дающих представление о возможности получения высоких и сверхвысоких значений плотности электрической мощности в цезиевых дуговых ТЭП, по данным работы [67] приведен на рис. 4.28. На рис. 4.29
приведены ВАХ, рассчитанные по методике SET при различных
значениях ТЕ и соответствующие экспериментально подтвержден187
ному уровню VB = 2 эВ, например, для электродной пары материалов
Wфт.(110)–Wфт.(110).
1
2
3
1
0
1500
2000
2
Выходное напряжение, В
Выходное напряжение, В
1
2
2500
2
3
4
5
1
0
1500
3000
2000
Температура эмиттера, К
2500
а)
б)
2
Удельная мощность, Вт/см
Выходное напряжение, В
1
2
2
3
4
1
0
1500
2000
2500
3000
Температура эмиттера, К
40
1
30
2
20
3
10
4
0
1500
3000
Температура эмиттера, К
2000
2500
3000
Температура эмиттера, К
в)
г)
Рис. 4.28. Влияние температуры коллектора (а), вакуумной работы выхода эмиттера (б) и плотности проходящего тока (г) на выходные электрические характеристики в предельных по температуре эмиттера режимах работы ТЭП с эмиттирующим коллектором: d = 0,4 мм; PCS – оптимальное; ФС = 1,4 эВ, j = 10 А/см2 для а, б
и в; ФЕ0 = 5 эВ для а, в и г; ТС = 1000 К для б, в и г; а) ТС, [К] – 1(1000), 2(1200),
3(1400); б) ФЕ0, [эВ] – 1(5,4), 2(5,2), 3(5), 4(4,8), 5(4,6); в) d, [мм] – 1(0,1), 2(0,2),
3(0,4), 4(0,8); г) j, [А/см2] – 1(40), 2(20), 3(10), 4(5)
Из рис. 4.28 и 4.29 видно, что в термоэмиссии существуют значительные потенциальные возможности в повышении выходных электрических характеристик и КПД. Причем они могут быть практически реализованы в электрогенерирующих системах энергетических
188
установок нового поколения в зависимости от требований, предъявляемых к условиям их функционирования:
 для долгоресурсных – путем снижения энергонапряженности
и ТЕ, уменьшением VB (уменьшение ФС, увеличение ФЕ0), увеличением d;
 для относительно короткоресурсных – путем увеличения
энергонапряженности и ТЕ, увеличения ФЕ0, уменьшения d и т.п.
25
2
3
4
5
24
7
21
2
20
Плотность тока, А/см
Плотность тока, А/см
2
1
15
6
10
5
18
15
12
9
6
1
2
3
4
5
6
7
3
0
0.3
0.6
0.9
1.2
1.5
0
0.2
1.8
0.6
1.0
1.4
1.8
Напряжение, В
Напряжение, В
а)
б)
24
Плотность тока, А/см
2
21
18
15
12
9
6
1
3
0
0.0
0.4
2
3
0.8
4
1.2
5
6
1.6
7
2.0
Напряжение, В
в)
Рис. 4.29. Влияние температуры эмиттера на ВАХ (расчет по модели SET): VB = 2 эВ,
ФС = 1,4 эВ, ТС = 1000 К; d=0,4 мм; PCs, мм рт.ст. – 8 (а), 4 (б) и 2 (в); ТЕ, К – 1673 (1),
1773 (2), 1873 (3), 1973 (4), 2073 (5), 2173 (6), 2273 (7)
189
Плотность тока, A/см2
Для иллюстрации этих основных положений в качестве примера
приведем ряд экспериментальных результатов по данным работы
[34], полученных для наиболее представительных электродных материалов. Здесь для средне- и высокотемпературных энергонапряженных ТЭП/ЭГЭ/ЭГК наиболее предпочтительной электродной
парой материалов является пара Wфт.(110)-Wфт.(110) с моногранными, ориентированными по (110)-грани вольфрамовыми эмиссионными покрытиями, обеспечивающими достижение эффективности
термоэмиссионного преобразования энергии с VB = 2 эВ (см. рис. 4.8).
Для низкотемпературных ТЭП/ЭГЭ/ЭГК с соответствующей низкой
энергонапряженностью наиболее предпочтительной является электродная пара типа Pt–ВХ2У, обеспечивающая эффективность преобразователей с VB = 1.9 эВ (см. рис. 4.8).
Влияние ТЕ показано на рис. 4.30–4.31, влияние ТС – на рис. 4.32–
4.33, влияние PCs (TCs) – на рис. 4.34–4.35, влияние d – на рис. 4.36–
4.37, влияние qE и ФЕ0 – на рис. 4.38–39.
10
TE =1980 K
TE =1775 K
TE =1675 K
TE =1880 K
1
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Напряжение, вольт
1.4
1.6
Рис. 4.30. Семейство изотермических ВАХ ТЭП шестигранной геометрии
Wфт.(110)-Wфт.(110) моногранных электродов при различных температурах
эмиттера:
TС =925 K,
TCs ТЭП
= opt,шестигранной
d = 0,4 мм
Рис. 6. Семейство
изотермических
ВАХ
геометрии
W(110)-W(110) при различных температурах эмиттера.
190
TC=925 K, TCs-opt, d = 0.4 мм.
16
1980
Удельная
электрическая мощность, Вт/см2
14
1880
12
1775
10
8
6
4
TE = 1675 K
2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Напряжение, В
Рис. 4.31. Зависимость выходной удельной электрической мощности от напряжения ТЭП шестигранной геометрии Wфт.(110)-Wфт.(110) моногранных электродов при
различных температурах эмиттера: TC = 925 K, TCs = opt, d = 0,4 мм
Напряжение, В
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0
900-950 K
855 K
10
Плотность тока, А/см
2
T
C
10
= 1128 K
1080 K
1030 K
1055 K
1005 K
980 K
1
1
0.3
0.5
0.7
0.9
1.1
1.3
1.5
Напряжение, В
Рис. 4.32. Семейство изотермических ВАХ ТЭП с шестигранной геометрией
Wфт.(110)-Wфт.(110) моногранных электродов при различных температурах коллектора: TE = 1855 K, TCs = 598 K, d = 0,4 мм
191
6
2
5
мощность, Вт / см
Удельная электрическая
2
j = 7 А/см
4
2
4 А/см
3
2
2
2 А/см
1
0
900
1000
1100
1200
Температура коллектора, К
Рис. 4.33. Зависимость выходной электрической мощности от температуры коллектора ТЭП с шестигранной геометрией Wфт.(110)–Wфт.(110) моногранных электродов
для фиксированных уровней плотности тока. TE = 1855 K, PCs = 4 Торр, d = 0,4 мм
4
3
596
617
2
VB = 2.0 эВ
Плотность тока, А/см2
587
582
10
9
8
7
6
5
572
562
4
3
2
1
TCs = 633 K
9
8
7
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
Напряжение, В
Рис. 4.34. Семейство изотермических ВАХ ТЭП шестигранной геометрии Wфт
.(110)–Wфт (110) моногранных электродов при различных температурах цезиевого
резервуара. TE = 1980 K, TС = 955 K, d = 0,4 мм
192
30
P M AX = 3.13 Вт/см
563
555
25
Плотность тока, А/см
2
547
20
2
Электродная пара К 17.
T E - 1500 K ;
T C = 821 K ;
T R = var ;
d = 0.6 мм.
Серия К 17097.
№ зам.: 3,4,5,6,7,8,9,10,11.
VB = 1.90 эВ
538
530
15
572
524
518
10
TCs = 509 K
5
0
-0.1
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
Напряжение, В
Рис. 4.35. Семейства ВАХ ТЭП с электродной парой Pt-ВХ2У (пара К17) в
низкотемпературных режимах работы при величине МЭЗ 0,6 мм: ТЕ = 1500 К,
ТС  820 К, TСs = var
15
W(110) - эмиттер;
ВХ2У - коллектор;
T = 1505 K;
d = 0.3 мм
Плотность тока, А/см2
E
10
T = 912 К;
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
1.0
1.2
1.5
C
T = 537 K;
R
d = var.
5
0
-0.1
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
Напряжение, В
Рис. 4.36. Оптимизация ВАХ ТЭП с электродной парой W(110)-ВХ2У по
величине МЭЗ: ТЕ = 1500 К, TCs = 537 K
193
2
электрической мощности, Вт/см
Плотность максимальной
TE:
6
- 1300 K;
- 1400 K;
- 1500 K;
- 1600 K;
TC = 830 - 850 K, PCs - opt.
5
4
3
2
1
0
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
Величина МЭЗ, мм
Рис. 4.37. Зависимость выходных электрических характеристик ТЭП с
электродной парой Pt-ВХ2У от величины МЭЗ
17
4
2
15
Плотность тока, А/см2
14
№ ВАХ q E, Вт/см2 T C ,K
1
31
860
2
35
865
3
41
870
4
45
880
3
16
PCs, Tорр
1.3
1.6
2.1
2.2
1
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Напряжение, В
Рис. 4.38. Семейство изомощностных ВАХ ТЭП c шестигранной геометрией Wфт.
после 8000
часов испытаний
(110) – Wфт.(110) моногранных
электродов
при различной плотности теплового
потока
через
эмиттерную
оболочку:
после
2000
часов
испытаний
  – после 8000 ч испытаний;  – после 2000 ч испытаний
194
Рис. 4.39. Сравнение изомощностных ВАХ при ресурсных испытаниях ТЭП на
стенде с э лектронагревом при тепловом потоке qЕ = 41 Вт/см2 и d = 0,4 мм
(см. табл.2)
Таблица 4.2
2,1
870
6,7
8000
2
(Wфт/Wфт.фасет[111] + Pt) – ВН-2
2,7
893
5,8
1000
3
Wфт.фасет.[111]-ВН-2
3,2
900
5,4
6460
4
Wфт.[111]-ВН-2
4,0
923
4,2
4000
195
Ресурс, ч
Wфт(110)-Wфт (110)
Wэл.макс,
Вт/см2
1
ТС, К
Электродная пара
PCs, Торр
№ кривой
Значение основных параметров при ресурсных испытаниях ТЭП на стенде с
электронагревом при тепловом потоке qЕ = 41 Вт/см2 и d = 0,4 мм
В практических задачах проведения экспериментальных исследований электродных материалов, режимов работы ТЭП, отработки
конструкции термоэмиссионных электрогенерирующих элементов
и систем, испытаний ТЭП/ЭГЭ/ЭГК на стендах с электрическим
нагревом и при реакторных испытаниях в составе петлевых
устройств проводят многопараметрическую оптимизацию ВАХ в
заданном интервале ТЕ или qE по таким основным параметрам, как
PCs и ТС. На электрофизических стендах в ТЭП с плоской геометрией электродов, как правило, удается провести оптимизацию ВАХ
при различных d. Полученные экспериментальным путем семейства ВАХ используются, во-первых, для получения информации об
эффективности и ресурсоспособности соответствующих рабочих
процессов термоэмиссионного преобразования энергии и, вовторых, для наполнения баз данных, например, подобных описанной в работе [52], использующихся в ходе проектных исследования
и расчетных оптимизаций характеристик как ЭГК, так и ЯЭУ.
4.4. Посторонние газы и примеси в межэлектродном
пространстве и их влияние на характеристики ТЭП
Проблема влияния примесей в твердой и газовой фазах на изменение эмиссионных характеристик электродов и выходных электрических характеристик ТЭП/ЭГЭ/ЭГК является одной из самых
сложных в термоэмиссии. Это связано с большим количеством неопределенностей в рабочем процессе, протекающем в
ТЭП/ЭГЭ/ЭГК и зависящем от технологической предыстории электродных, топливных и конструкционных материалов, конструкции
преобразователя, например, ЭГК с совмещенной или отделенной от
межэлектродного пространства полостью твэл, использующейся
вакуумной техники, технологии обезгаживания и многих других
факторов.
Создание и верификация модели прогнозирования ресурса ЭГК
и ЯЭУ в значительной степени зависит от результатов исследования влияния собственных (фоновых) и привнесенных на электроды
примесей из межэлектродной среды. Примеси вызывают изменение
эмиссионно-адсорбционных характеристик электродов и в конечном счете изменение выходных электрических характеристик в
196
процессе ресурсного функционирования ЯЭУ. Последовательный
учет влияния привнесенных примесей особенно важен для ЭГК,
встроенных в активную зону реактора ЯЭУ и имеющих совмещенные полости твэл и межэлектродного пространства ЭГЭ/ЭГК. Для
них описание физико-химического поведения газообразующих
примесей ядерного топлива, термодиффузии продуктов деления в
топливе, выноса их в межэлектродное пространство, взаимодействия с эмиссионной поверхностью электродов, вызывающего в
ряде случаев взаимный массоперенос материалов электродов, является необходимым условием создания модели прогнозирования
ресурса ЯЭУ.
Начиная с 1973 г., практически во всех опубликованных монографиях и во многих статьях, посвященных реакторным испытаниям различных термоэмиссионных систем, вопросу появления газообразных продуктов в межэлектродной среде преобразователей на
стадии обезгаживания ЭГК и деления ядерного топлива уделялось
большое внимание. Особый интерес представляют результаты
масс-спектрометрических измерений, прямо или косвенно связанных с испытаниями ЭГК в составе петлевых каналов в различных
исследовательских реакторах и наземных прототипах ЯЭУ «ТОПАЗ» [25, c. 453–457], [26, c.173–194], [28, c.56–58], [32, c.149–157].
Появились также первые работы, в которых с использованием
электронно-микроскопических методов исследований и анализа
элементного состава приведен состав обнаруженных отложений
металлических и неметаллических продуктов деления двуокиси
урана на эмиттерах и коллекторах ЭГК после ресурсных испытаний в течение ~3000 ч в составе петлевого канала [70].
Источники газообразных примесей, появляющиеся в межэлектродной среде ТЭП/ЭГЭ/ЭГК, можно условно разделить на две
группы.
Технологические газы. К ним в общем случае следует отнести
инертный газ (обычно аргон), использующийся для исключения
попадания воздуха при консервации межэлектродного пространства после сборки и «горячего» течеискания в ходе предварительного обезгаживания ЭГК на технологических стендах с электронагревом, и газообразные продукты термодесорбции, появляющие197
ся в результате обезгаживания вакуумно-цезиевых коммуникаций и
собственно ТЭП/ЭГЭ/ЭГК.
Газообразные продукты деления (ГПД). Они появляются изза процесса деления ядерного топлива в твэл и смешиваются с паром цезия и другими газами в межэлектродном пространстве термоэмиссионных преобразователей. В зависимости от выбранной
схемы подачи цезия из генератора пара рабочего тела, например,
путем постоянного протока при ламинарном течении пара цезия в
МЭЗ в ЯЭУ «ТОПАЗ» [25, c. 455–457, 26, c. 193–194] или путем
создания равновесного давления пара цезия при подаче в МЭЗ из
цезиевого резервуара с цезий-графитовым источником [31, 71], или
из резервуара с жидким цезием, как в ЯЭУ «TRIKT» и подобных
установках [26, c.184–193], состав смеси ГПД с другими газами
может меняться. Для ЯЭУ типа «ТОПАЗ» и «Енисей» с ядерными
реакторами на тепловых нейтронах общим было использование
замедлителя из гидрида циркония, находящегося при температуре,
близкой к температуре теплоносителя системы охлаждения коллекторов (чехловой трубы) ЭГК в интервале 870-923 К [25, 26, 72, 73].
Несмотря на применяющиеся специальные защитные покрытия
(типа эмалей) гидридных блоков, которые должны препятствовать
потере (уходу) водорода из гидрида циркония при работе ЯЭУ, в
силу разных причин, в том числе из-за появляющихся трещин,
скрытых дефектов защитных покрытий и других, нельзя исключить, что часть водорода может уходить из замедлителей и создавать своеобразный «водородный» фон в активной зоне, из которой
водород может диффундировать через металлические оболочки
ЭГК в межэлектродное пространство.
В публикациях [25, 26, 28, 32, 74–77] приведены результаты измерения состава газа на различных этапах подготовки и работы
ЭГК в составе петлевых устройств и наземных прототипов ЯЭУ. В
них для технологических газов характерен такой набор, как H2,
CO2, CO, N2, O2, в меньшем количестве H2O, He, Ne, Ar, а для смеси ГПД с другими газами характерны водород, криптон (и другие
«тяжелые» газы с массовым числом больше 40), метан, азот, углерод. Например, для наземного прототипа ЯЭУ «ТОПАЗ» на примерно 800-м ч испытаний газообразные примеси из смеси ГПД и
других газов составили в объемном составе выделяющихся из меж198
электродного пространства ЭГК газов соответственно ~82%, ~9%,
~8%, ~0,5%, ~0,05%.
В функционировании ЯЭУ можно условно выделить три основных этапа работы, на которых проявляется влияние примесей [41]:
1-й этап – этап термовакуумной подготовки (ТВП), отличительной особенностью которого является затрудненная откачка выделяющихся при обезгаживании газов через длинные и узкие зазоры
и тракты.
2-й этап – этап начальной работы электродов ЭГК в паре цезия
продолжительностью несколько сот (до тысячи) часов. Обычно на
нем в ходе петлевых испытаний ЭГК происходит установление и
стабилизация выходных электрических характеристик. В рабочем
процессе воздействия газов на электроды превалируют относительно менее интенсивные, чем при ТВП, но продолжительные по
времени явления, связанные с объемной диффузией эмиссионноактивных примесей, в частности, углерода, с протеканием карбидизации электродов в среде, содержащей углеводороды, а также при
выделении на поверхности электродов фазы углерода (графита) из
образующихся в межэлектродной среде сложных соединений типа
Cs2CO3.
3-й этап – этап установившейся стационарной работы электродов ЭГК продолжительностью единицы (может быть десятки) тысяч часов. Обычно на нем происходит медленное изменение выходных электрических характеристик ЭГК/ЯЭУ из-за поступающих в МЭЗ из твэл продуктов деления топлива, в основном в газообразной фазе.
На рис. 4.40 показана обозначенная в условных единицах интенсивность протекания процессов выделения примесей на основных
этапах функционирования ЯЭУ, влияющих на изменение эмиссионно-адсорбционных характеристик электродов и соответствующее
изменение ВАХ.
Подавляющая часть газообразных примесей, поступающих в
межэлектродное пространство в ходе рабочего процесса термоэмиссионного преобразования энергии в цезиевом дуговом разряде, является смесью молекулярных газов (H2, CO, CO2, N2 и др.).
Влияние газообразных примесей на характеристики ТЭП/ЭГЭ/ЭГК
проявляется в следующих основных процессах:
199
 увеличение дуговых потерь напряжения;
 образование на электродах конденсированных фаз, преимущественно углеродсодержащих соединений, с возможностью их
диссоциации, выделения углерода (графита) и карбидизации электродов, вызывающих ухудшение их эмиссионно-адсорбционных
характеристик;
 перенос и накопление на эмиссионной поверхности электродов «твердых» продуктов, сопутствующих делению топлива в твэл
(U, Ba, Sr, Te, I и др.), внутренняя полость которого соединена с
межэлектродным пространством преобразователей;
 массоперенос материалов электродов (прямой для переноса
материала эмиттера на коллектор и обратный для переноса материала коллектора на эмиттер в йодном цикле).
а)
б)
Рис. 4.40. Относительное изменение интенсивности активных процессов влияния примесей из межэлектродной среды ТЭП на коллектор (а) и эмиттер (б) для
ЯЭУ типа «ТОПАЗ»
В электрогенерирующих системах ЯЭУ первого поколения типа
«ТОПАЗ» все они протекали практически одновременно и были
основными факторами, влияющими на ресурс и стабильность выходных электрических характеристик ЯЭУ. Как известно, максимальный ресурс, достигнутый для них практически, составил величину около 1 года [21].
200
Для электрогенерирующих систем ЯЭУ второго поколения с
термоэмиссионными преобразователями, вынесенными из активной зоны реактора, наиболее значимыми могут оказаться первые
два процесса [49]. Достижение ресурса до 10 и более лет в ЯЭУ с
такими электрогенерирующими системами в значительной степени
будет определяться повышением вакуумной технологии и гигиены
до такого уровня, который электровакуумная промышленность
освоила в 1960–1970-х гг., решив проблему создания устройств и
приборов сильноточной эмиссионной электроники на ресурс 10–15
лет [78].
Изменение эмиссионно-адсорбционных характеристик и ВАХ
термоэмиссионных преобразователей при наличии газообразных
примесей в межэлектродной среде является настолько сложным
процессом, что к настоящему времени не создано его замкнутой
модели, описывающей ресурсное изменение характеристик ЭГК.
Имеется ограниченное число теоретических и расчетных работ,
описывающих вышеназванные процессы независимо друг от друга
[79–88]. По-прежнему в количественной оценке ресурсного изменения ВАХ значительная роль отводится экспериментальному моделированию воздействия на электроды эмиссионно-активных
примесей [62–64,78, 89–99].
В работах [80, 82] описана расчетно-теоретическая модель TORN, являющаяся модификацией модели TOR, в которую авторы ввели последовательный учет влияния молекулярных газов на плазменные процессы дугового разряда (колебательное возбуждение
молекул, «тушение» атомов цезия) и соответствующее изменение
ВАХ. В модели TOR-N при тех же входных параметрах термоэмиссионного процесса, что и в TOR, и при парциальном давлении
примесного молекулярного газа в диапазоне 0–5 мм рт. ст. получены данные для расчета дуговых потерь напряжения и ВАХ. Этими
же авторами изучено влияние примесных газов на теплоперенос с
эмиттера на коллектор и установлена существенная роль в переносе
тепла в ТЭП диссоциации молекул на эмиттере и ассоциация атомов
примеси на коллекторе.
В работах [81, 83, 85–87] описана расчетная модель образования
на электродах ТЭП, в особенности на коллекторе, конденсированных фаз типа карбоната дицезия (Cs2CO3) при натекании в цезие201
вую межэлектродную среду углеродсодержащих газов (СО, СО2,
СО+СО2, СН4).
В работах [88, 100, 101] заложены основы модели термодиффузии
продуктов деления в оксидном топливе (UO2) и выноса продуктов
деления в МЭЗ через газоотводное устройство ЭГК. При облучении
UO2 образует многокомпонентную, многофазную систему, содержащую более 30 химических элементов. Установлено, что при уровне
выгорания до 4,3% FIMA концентрация продуктов деления и степень
их влияния на работу выхода электродов сильно различаются между
собой.
Особую опасность может представлять «отравление» эмиссионной поверхности электродов ЭГК Ba, Sr, La, Zr, Nd, Ce, Y, Sm, Pm и
их оксидами. Все они имеют Ф0  4,6 эВ. Из них продукты деления Sr
и Ba имеют наиболее высокое давление пара и, соответственно, могут при накоплении на поверхности электродов изменить их эмиссионно-адсорбционные характеристики. В частности, работа выхода
коллектора ТЭП/ЭГЭ в рабочих условиях дугового режима может
при накоплении Sr и Ba до степени покрытия более 0,25 увеличиться
до 2,2–2,4 эВ. Такое «отравление» является катастрофическим для
выходных электрических характеристик ТЭП, т.к. оно приведет к
уменьшению выходного напряжения ЭГЭ на величину 0,5–1 В.
В работах [79, 81, 84, 88] описана модель и результаты математического моделирования процесса испарения вольфрамового
эмиттера в газовой смеси СО+СО2 и массопереноса вольфрама при
температуре эмиттера ТЕ = 1400–2800 К без и в присутствии цезиевой межэлектродной среды при PCs = 1–10 мм рт. ст. Для цезиевых
режимов работы ТЭП расчетным путем установлена существенная
роль электрического поля в МЭЗ в массопереносе окислов вольфрама в виде отрицательных ионов WO3- через межэлектродную
среду: в режиме холостого хода, когда скачки потенциала у эмиттера и коллектора отрицательные, поток ионов WO3- с эмиттера на
коллектор снижается в три раза.
Однако из-за недостаточных полноты и точности используемых в
расчетных моделях констант, большого количества упрощающих
допущений, отсутствия единой модели одновременного учета влияния газообразных продуктов на эмиссионные характеристики элек202
тродов и параметры низкотемпературной плазмы дугового разряда
расчеты по вышеназванным моделям следует отнести к оценочным.
Экспериментальные результаты моделирования влияния газов контролируемого состава не только уточняют константную базу для
расчетов, но и более точно количественно определяют величину деградации характеристик ТЭП.
Влияние примеси водорода в МЭЗ на работу ТЭП
Наличие примеси водорода в МЭЗ приводит к существенному
снижению эффективности термоэмиссионного преобразования
энергии из-за возрастания потерь напряжения в МЭЗ для поддержания дуги и увеличения потерь энергии из-за роста теплопроводности межэлектродной среды. Присутствие водорода также может
привести к изменению выходных характеристик ТЭП за счет изменения эмиссионных и излучательных свойств электродов вследствие возможного появления массопереноса материалов электродов. Наряду с этими процессами проникновение водорода приводит к снижению давления паров цезия за счет термодиффузионного
разделения газообразной смеси и растворения водорода в жидкой
фазе цезия [23, 102].
Явление массопереноса в присутствии водорода в межэлектродной среде, находящейся между двумя разнородными электродами,
например, вольфрам и молибден или вольфрам и ниобий, очевидно
является нежелательным. Оно ограничивает ресурс ЭГК и ЯЭУ первого поколения и хорошо описано в литературе [81, 85, 88, 103]. В
энергонапряженных ЭГК для ЯЭУ нового поколения будут использоваться однородные электродные материалы типа вольфрамвольфрам [61, 104], причем скорее всего монокристаллического, а в
ряде случаев и моногранного, ориентированного по наиболее устойчивой в термодинамическом отношении грани (110). Высокое значение ТЕ  2000 К сдвигает в таких ЭГК химическую реакцию на поверхности эмиттеров в сторону испарительного механизма массопереноса вольфрама на вольфрамовый коллектор. Последствия такого
массопереноса, как правило, не являются катастрофическими для
ресурса ЯЭУ.
Из многообразия каналов воздействия водорода на работу ТЭП
следует выделить экспериментально изученное влияние водорода
203
на выходное напряжение через плазменные процессы, в межэлектродной среде.
Изменения ВАХ для ЭГЭ с электродной парой Wфт.[111]-ВН2
(ЯЭУ «ТОПАЗ»), связанные с увеличением парциального давления
водорода PH2 , по данным работы [80] показаны на рис. 4.41.
14
Плотность тока, А/см
2
12
10
8
6
4
8
7
6
-0.2
0.0
0.2
5
4
3
1
2
0
-0.4
2
0.4
0.6
0.8
Напряжение, В
Рис. 4.41. Изменение экспериментальной ВАХ ТЭП в зависимости от величины
парциального давления водорода: ТЕ = 1775 К, ТС = 900 К, PСs = 2,45 Торр,
d = 0,4 мм; 1 – PH2 = 0 Торр; 2 – 0,2; 3 – 0,3; 4 – 1,3; 5 – 2,3; 6 – 3,3; 7 – 4,3; 8 – 5,1
Видно заметное уменьшение выходного напряжения в области
затрудненного дугового режима при росте парциального давления
водорода. Выше точки излома ВАХ (область насыщения) это влияние незначительно.
Для количественной оценки влияния водорода на выходные характеристики ТЭП удобно использовать изменение выходного
напряжения на уровне проходящего тока ~5 А/см2 в сравнении с чисто цезиевыми ВАХ. Во всем исследованном диапазоне давлений
204
водорода PH2 экспериментальные точки ложатся на прямую линию
V = 0,15 PH2 , где выходное напряжение V в [B], а парциальное давление PH2 в [мм рт. ст.] (прямая 1 на рис. 4.42).
2
Изменение напряжения
V=VCs - VCs+H , В
0.9
0.8
1
0.7
0.6
0.5
2
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0
1
2
3
4
5
6
Парциальное давление водорода, Торр
Рис. 4.42. Зависимость дополнительных потерь напряжения V = VCs – VCs+H от
1. Расчет по формуле V=0.15 P H ;
давления водорода: 1 – расчет по формуле V=0,15 PH 2 ; 2 – расчет
по программе
2. Расчет по программе TOR-N
TOR-N;
 – эксперимент
Эксперимент.
2
Рассчитанные ВАХ удовлетворительно описывают изменения
экспериментальных характеристик до парциального давления водорода ~2,5 мм рт. ст. (линия 2 на рис. 4.42). Представляется, что
такое парциальное давление водорода в ресурсном изменении характеристик ЯЭУ является некой предельной величиной, выше которой наступает катастрофическое уменьшение выходных электрических характеристик (уменьшение выходного напряжения ЭГЭ на
~0,48 В.
Нагрев электродов как в атмосфере водорода, так и в цезийводородной смеси не приводит к заметному изменению их эмиссионных свойств. После удаления водорода из межэлектродной среды
ЭГЭ и перехода к работе с паром цезия ВАХ практически восстанавливались до исходной формы и величины.
205
Полученный в работе [90] количественный критерий оценки
влияния водорода на выходные электрические характеристики, вызывающего уменьшение величины выходного напряжения
ЭГЭ/ЭГК на 0,15 В  мм рт. ст. PH 2 является удобным для проведения инженерных расчетов и прогнозов ресурсной деградации
ВАХ в ЯЭУ типа «ТОПАЗ» по «водородному» каналу влияния газообразных примесей.
Влияние примеси инертных газов в МЭЗ на работу ТЭП
Влияние инертных газов на характеристики ТЭП хорошо изучено и описано в большом количестве работ, например, [23, c.370378], [24, c.350–359], [105–109]. Особенно полными и представительными при моделировании рабочего процесса в ЭГК являются
экспериментальные данные для примесей Xe, Kr, Ne к цезиевой
межэлектродной среде. При относительно небольших величинах
парциального давления инертных газов (меньше – порядка 10 мм
рт. ст.) отрицательное влияние этих газов или отсутствует, или является очень слабым. Этот практически важный результат проиллюстрирован на рис. 4.43, на котором в качестве примера приведены экспериментальные ВАХ ТЭП из работы [109], полученные при
изучении влияния ксенона на цезиевый дуговой режим преобразователя с электродной парой Re-Мо.
Подобные результаты были также получены и по ним сделаны
аналогичные выводы для Kr, Ne и Ar.
Повышение давления инертных газов в МЭЗ ТЭП выше определенной и несколько отличающейся для каждого вида газа величины
приводит к уменьшению тока преобразователя из-за рассеяния
электронов эмиссии на атомах инертных газов.
Их примесь к пару цезия, являясь пассивной по отношению к
эмиссионной способности электродов и неионизирующейся по отношению к цезиевой плазменной межэлектродной среде, влияет, в
основном, на коэффициенты диффузии электронов и ионов.
Наиболее сильно это может проявиться при относительно низком
значении PCs и высоком давлении примесных инертных газов. При
величине давления инертных газов, незначительно отличающейся
от PCs, электроны в межэлектродной среде преимущественно рас206
сеиваются на атомах цезия, и проходящий ток преобразователя изза инертных газов изменяется слабо, т.к. сечение рассеяния электронов на атомах инертного газа значительно меньше соответствующего сечения для цезия, например: Cs  310–14 см2, а Ne  7,510–
17
см2, Xe  2,2510–15 см2.
18
16
1
2
3
14
4
Плотность тока, А/cm
2
5
6
12
7
8
10
9
10
11
8
6
4
2
0
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Напряжение, B
Рис. 4.43. Изменение экспериментальной ВАХ ТЭП в зависимости от величины
парциального давления ксенона: TE = 1800 K; PCs = opt; d = 0,25 мм;
1 – PXe= 0 мм рт. ст.; 2 – 10; 3 – 20; 4 – 40; 5 – 60; 6 – 90; 7 – 105; 8 – 130;
9 – 145; 10 – 170; 11 – 190
Анализ опубликованных экспериментальных результатов показывает, что по критерию ухудшения выходных электрических характеристик допустимо накопление выделяющихся из твэл криптона и ксенона до величины парциального давления, не превышающего 5–10 мм рт. ст. Причем из-за эффекта Рамзауэра, проявляющегося в разной степени влияния инертных газов на коэффициенты
диффузии электронов и ионов (для ионов сильнее), дальнейший
рост давления инертного газа приводит также к дополнительному
уменьшению величины выходного напряжения из-за роста приколлекторного скачка потенциала.
207
Кроме того, экспериментально установлено, что наличие инертных газов в цезиевой межэлектродной среде из-за термодиффузионного разделения нереагирующих между собой компонентов смеси
«цезий + инертный газ» затрудняет перенос атомов цезия в МЭЗ из
цезиевого резервуара, а после установления равновесия давление
пара цезия в МЭЗ и над резервуаром цезия может значительно различаться. В ходе протекания этого процесса тяжелые и крупные, по
сравнению с молекулами инертного газа, молекулы цезия перемещаются в более холодные области цезиевого тракта ЭГК, т.е. из МЭЗ
в цезиевый резервуар. Причем наиболее сильно этот эффект проявляется, когда давление инертного газа не слишком велико по сравнению с PCs. Для практически важной задачи поддержания выходных электрических характеристик ЭГК на заданном уровне при их
ресурсном изменении это, кроме прочего, означает, что после установления оптимальной величины PCs на этапе пуска ЯЭУ, по мере
накопления инертных газов в МЭЗ надо либо удалять их из МЭЗ,
либо постоянно увеличивать температуру цезиевого резервуара
(PCs). Обе процедуры значительно усложняют проблему обеспечения
работоспособности ЭГК с совмещенными полостями твэл и МЭЗ в
течение длительного ресурса работы ЯЭУ.
Согласно оценке авторов работы [26, c.182–183], если в ЭГК для
ЯЭУ типа «ТОПАЗ» не принимать никаких мер по удалению примеси инертных газов из МЭЗ, то в случае Хе возможно увеличение его
парциального давления до ~10 мм рт. ст. за примерно 100 ч работы.
Конечно же, это только оценка величины, по-видимому, «сверху»,
но она показывает важность и необходимость последовательного
учета всех влияющих на ресурс ЭГЭ/ЭГК/ЯЭУ процессов, в том
числе процессов влияния «слабоотравляющих» инертных газов.
Здесь одной из практически реализуемых рекомендаций, внедренных разработчиками ЭГК для ЯЭУ «ТОПАЗ», стала постоянная
промывка МЭЗ цезием при его течении в межэлектродном пространстве преобразователей и, соответственно, уменьшение содержания
инертных газов путем разбавления цезием смеси «цезий + инертный
газ» [25, 26].
208
Влияние примеси углерода на изменение эмиссионно-адсорбционных характеристик электродов ТЭП
Углерод по степени влияния на эмиссионные характеристики
электродов и тем самым на выходные электрические характеристики ТЭП относится к наиболее значимым эмиссионно-активным
«отравляющим» электроды примесям, являясь второй по степени
влияния примесью после щелочноземельных бария и стронция,
причем конечным результатом его взаимодействия с эмиссионной
поверхностью электродов является карбидизация, независимо от
причины появления и накопления углерода на поверхности электродов. Это может быть фоновый углерод материала электродов,
загрязняющий поверхность и приповерхностную область в результате технологического передела материалов, узлов и ЭГК в целом
на стадии подготовки и проведения ТВП, или это может быть примесь, привнесенная в ходе собственно рабочего процесса преобразования энергии извне, из межэлектродной среды, содержащей углеродные соединения в газовой фазе (СО, СО2, СН4, Cs2СО3), конечным результатом взаимодействия которых, как правило, является либо выделение конденсированной фазы углерода и последующая карбидизация, либо прямая карбидизация электродов.
Выделение углерода (графита) на поверхности электродов и карбидизация сопровождаются уменьшением величины вакуумной работы выхода электродов, уменьшением теплоты адсорбции цезия и,
как правило, увеличением работы выхода электродов в парах цезия и
соответствующими изменениями эмиссионных и выходных электрических характеристик ТЭП. В качестве примера на рис. 44 по
данным работы [89] приведены экспериментальные результаты изменения вакуумной работы выхода монокристаллов W, ориентированных по граням (110) и (112), являющихся, как обсуждалось выше
(см. раздел 4.2), наиболее представительными кристаллографическими направлениями для монокристаллических цилиндрических
оболочек электродов ЭГК с осевой ориентацией [111] при моделировании их взаимодействия с межэлектродной средой, содержащей
углеводородные примеси.
209
5.2
Работа выхода, эВ
5.2
карбид
5.0
4.8
графит
Работа выхода, эВ
5.4
1
5.0
2
карбид
4.8
графит
4.6
4.6
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0.0
Степень покрытия углеродом
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Степень покрытия углеродом
а)
б)
Рис. 4.44. Зависимость работы выхода образцов (110)W (а) и (112)W (б) от степени
покрытия углеродом в различном химическом состоянии углерода: 1 – карбидизация при температуре 800-900 К; 2 – карбидизация при температуре 1900–2000 К
Обнаружено отличие карбидизации грани (112) от (110) W, которое проявляется в немонотонном изменении работы выхода в зависимости от величины С. При температуре 800 К и С 0,3 работа
выхода возрастала с 4,7 эВ (С = 0) до 5,1 эВ (рис. 4.44 б, кривая 1),
а затем опять уменьшалась до 4,7 эВ (С = 1). Подобная немонотонность изменения Ф0 (С) для грани (112) вольфрама наблюдалась и в случае графитных покрытий. По данным ЭОС при малых
С (<0,2) на грани (112) вольфрама даже при низких температурах
~400 К образуется карбид. При температуре 15001600 К наблюдалось уменьшение интенсивности оже-линии углерода, что было
связано с его растворением в объеме образца. При температуре
<900 К была обнаружена сегрегация (накопление) углерода на поверхности образца W (112) и образование смешанного карбидографитного покрытия.
Для образца W (110) также было установлено протекание процесса сегрегации углерода, растворенного в объеме образца, с образованием смешанного карбидографитного состояния поверхности с С1
при температуре 900 К. Последующий прогрев образца при темпе210
ратуре ~2100 К привел к уменьшению С до величины ~0,2 за счет
растворения углерода в объеме образца. Эти результаты подтверждают обсуждаемое в литературе предположение о наличии фазовых переходов состояния углерода на поверхности вольфрама при
различных температурах [110, 111].
Карбидизация грани (110) W приводила к образованию 2Dкарбидов с относительно высоким значением работы выхода ~5 эВ
(рис. 4.44 а), что коррелирует с высокой плотностью упаковки атомов на грани и косвенным образом подтверждает вывод работы
[54] об образовании карбида с гексагональной плотноупакованной
структурой, ориентированной по (0001), на грани (110) ОЦКподложки. По оценкам, выполненным по данным измерений ЭОС с
различной энергией пучка электронов, толщина этого слоя составляет 2–3 нм. Дальнейшее науглероживание при температурах карбидизации не меняет состояния поверхности, т.к. избыток углерода
растворяется в объеме образца.
Карбидизация грани (112) вольфрама, характерной особенностью
которой является меньшая, чем у (110) грани плотность упаковки
атомов и наличие желобков, протекало сложнее. На первом этапе
углерод выравнивал потенциальный рельеф эмиссионной поверхности образца за счет адсорбции в желобках грани (112), что повышало
работу выхода (рис. 4.44 б). В дальнейшем происходит реконструкция поверхности с образованием 2D карбида, причем в форме «рыхлой» грани 2D карбида, вызывающей снижение работы выхода до
~4,7 эВ. Величина максимальной работы выхода для карбидизированного W (112) зависит от температуры образца при карбидизации.
С повышением температуры от 800 до 2000 К она понижалась с 5,15
до 4,85 эВ (кривая 2 на рис. 44 б). Это связано с тем, что процесс реконструкции монокристаллической поверхности при малых С с повышением температуры на (112) грани образца идет интенсивнее,
чем при относительно низких температурах. Здесь следует отметить,
что «низко»- и «высоко»-температурный процессы карбидизации в
ТЭП/ЭГЭ с вольфрамовыми электродами, особенно с поликристаллическим вольфрамовым коллектором, может дать существенно различные скорости «отравления» электродов.
211
На рис. 4.45 и 4.46 по данным работы [41] приведены экспериментальные зависимости изменения вакуумной работы выхода
вольфрамового эмиссионного покрытия Wфт.[111] и теплоты адсорбции цезия на Wфт.(110) до и после карбидизации эмиссионной
поверхности.
Рис. 4.45. Распределение вакуумной работы выхода по поверхности образца с
Wфт.[111]-покрытием: 1 – «чистая» поверхность; 2 – «карбидизированная»
поверхность
Видно, что образование насыщенных поверхностных карбидов
приводит к уменьшению вакуумной работы выхода и теплоты адсорбции цезия примерно на 0,15 эВ. Очевидно, что такие изменения эмиссионно-адсорбционных характеристик вольфрамового
эмиссионного слоя на эмиттере и коллекторе ТЭП/ЭГЭ/ЭГК вызовут снижение выходных электрических характеристик преобразователей по сравнению с такими же, но обезуглероженными электродами.
В табл. 4.3 по данным работы [41] приведены обобщенные результаты изменения эмиссионных характеристик основных электродных материалов эмиттеров и коллекторов ТЭП при моделировании эволюционных состояний их поверхности при ее взаимодействии с межэлектродной средой, содержащей углеродные соединения в газовой фазе.
212
Таблица 4.3
Основные результаты моделирования воздействия межэлектродной
среды ТЭП, содержащей газообразные углеродные соединения,
на эмиссионные характеристики электродов
№
п/п
Электродный
материал
1.
Плавленый
монокристалллический
W(110)эмиттер
2.
Wфт.(110)эмиттер
3.
ВН-2коллектор
Тип воздействия / результат воздействия
2-й этап
3-й этап
1-й этап (ТВП) (карбидиза(длительная
ция)
работа – ГПД)
ФЕ0 = 4.9 эВ
ФЕ0 = 4.7 эВ
ФЕ0 = 4.3 эВ
(по пол. току) (по пол. току) (по пол. току)
ФЕ0 = 5.05 эВ поверхностОбъемный
(по КРП)
ный
насыщенный
ненасыщен.
насыщенный
карбид
карбид
карбид
(~2030% SЕ)
ФЕ0 = 5.2 эВ
(по пол. току)
основная примесь:
кислород (фоновый)
ФС0 = 4.3 эВ
(по КРП)
Ф*СCs = 1.6 эВ
ФЕ0 = 5 эВ
(по пол. току)
ненасыщенный карбид
Основные примеси:
S, C, Ca, W, Si,
«шуба» из СО
4.
Wфт.(110)коллектор
Примечание
В исходном
«чистом»
состоянии
ФЕ0=5.35 эВ
ФЕ0 = 4.95 эВ
(по пол. току)
поверхностный
насыщенный
карбид
В исходном
«чистом»
состоянии
ФЕ0 = 5.2 эВ
ФС0 = 4 эВ (по
КРП)
Ф*СCs = 1.8 эВ
В исходном
«чистом»
состоянии
ФС0 = 4.5 эВ
Основные примеси:
смесь неметаллических примесей
и насыщенного
карбида
ФС0 = 4.8 эВ (по В исходном
КРП)
«чистом»
состоянии
Ф*СCs = 1.6 эВ
ФС0 = 5.2 эВ
Основная примесь:
смесь ненасыщенного карбида и СО
Ф0С = 4.9 эВ
(по КРП)
Ф*СCs = 1.5 эВ
Основные примеси:
газовая шуба из
О2 + СО
213
Теплота адсорбции, эВ
3
а
2
б
1
0
1
2
3
4
14
5
-2
Концентрация цезия х10 , см
Рис. 4.46. Зависимость теплоты адсорбции цезия от его концентрации на поверхности Wфт.(110)-покрытия: а – «чистый» образец с Wфт.(110)-покрытием; б – карбидизированный образец с Wфт.(110) в состоянии насыщенного карбида
Эти данные позволяют проводить расчетные оценки возможного эволюционного изменения электрических характеристик
ЭГК/ЯЭУ при наличии «отравляющих» электроды углеродсодержащих примесей по деградационному каналу изменения эмиссионных характеристик электродов и ВАХ.
Влияние щелочно-земельных примесей на эмиссионноадсорбционные характеристики электродов ТЭП
Щелочно-земельные элементы Sr и Ва, появление которых в
межэлектродной среде ТЭП возможно из-за выноса продуктов деления из твэл через ГОУ, относятся к так называемым электроположительным примесям. Они обладают высокой теплотой адсорбции и десорбции и значительно изменяют работу выхода электродов (для эмиттера – понижают, а для коллектора – повышают) при
малой величине парциального давления пара, не влияющей на прохождение электрического тока через МЭЗ. Влияние Sr и Ва на
эмиссионно-адсорбционные характеристики электродов качественно похоже, а количественно оно более сильно проявляется у Sr, по
сравнению с хорошо изученной адсорбцией Ва [23, с.362–370], [24,
с.336–349], [26, с.45–47]. Модель ионной адсорбции для них оказа214
лась неприменимой. В частности, при адсорбции Ва, в отличие от
Cs, вакуумная работа выхода подложки играет второстепенную
роль, а на первый план выступает ее кристаллографическая ориентация. Для расчетной оценки изменения выходных электрических
характеристик ЭГК/ЯЭУ по деградационному каналу из-за «отравления» электродов щелочно-земельными примесями особенно
важными становятся результаты моделирования при адсорбции Ва.
На рис. 4.47 и 4.48 по данным работ [112, 113] приведены экспериментальные результаты измерений изменения работы выхода монокристаллов вольфрама, ниобия и молибдена в зависимости от
концентрации и степени покрытия барием и данные по кинетике
адсорбции бария на поликристаллический вольфрамовый электрод
при наличии цезиевой среды.
Работа выхода, эВ
5
4
3
2
4
1
3
2
5
0
2
4
6
8
10
14
Концентрация атомов бария, х10 см
12
-2
Изменение
системы
W - Ba от
Рис. 4.47. Рис.
Изменение
работыработы
выходавыхода
системы
в зависимости
зависимости
концентрации
барияпри
приТ = 300 К:
концентрациив атомов
бария при
адсорбцииатомов
на подложку
адсорбции
подложку
T = 300
1 – W(100); 2 – W(110);
3 – на
W(111);
4 – при
W(112);
5 –K:
поликристаллический W
1 - W(100); 2 - W(110); 3 - W(111); 4 - W(112);
215 W.
5 - поликристаллический
Работа выхода, эВ
5
4
3
3
1
1
2
2
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
Степень покрытия барием
Рис. 4.48. Изменение работы выхода системы Me(110)-Ba в зависимости степени
покрытия барием при адсорбции на подложку при T = 300 K (принято, что ΘВа = 1
в максимуме ΦBa: 1 – Nb; 2 – Mo; 3 – W
Здесь следует отметить, что наличие пара цезия в МЭЗ почти не
влияет на работу выхода электродов. Это связано с большим отличием теплоты десорбции цезия и бария с электродов ТЭП. В частности, при примерно одинаковых парциальных давлениях цезия и бария поверхность электрода будет покрыта практически одними атомами бария. При РBa << РCs атомы бария станут проникать между
атомами подложки и цезия, постепенно, по мере накопления, изменяя (увеличивая) работу выхода коллектора, и тем самым вызывая
соответствующее изменение ВАХ.
В ЭГК, предназначенных для долгоресурсных ЯЭУ, нужны радикальные меры по предотвращению поступления примесей щелочноземельных элементов в межэлектродное пространство преобразователей. Лучшая из этих мер – полное отделение полости твэл
от МЭЗ.
216
Глава 5.
КОСМИЧЕСКИЕ ЯЭУ ПЕРВОГО ПОКОЛЕНИЯ
С ТЕРМОЭМИССИОННЫМ ПРЕОБРАЗОВАНИЕМ
ЭНЕРГИИ
5.1. Космическая термоэмиссионная ЯЭУ «Топаз»
Параллельно работам по созданию космических ЯЭУ с термоэлектрическими генераторами проводилась разработка ЯЭУ с ТЭП,
имеющими более высокие технические характеристики. Так, например, КПД ТЭП был в два-три раза выше, чем у термоэлектрических преобразователей, что позволяло существенно снизить
площадь ХИ, сделать установку более компактной и легкой. Появлялась возможность перехода на режимы с повышенной мощностью (форсированные). Помимо более высокого КПД ТЭП имеет
такие важные для использования в космосе преимущества, как высокая температура отвода непреобразованного тепла, отсутствие
движущихся и вращающихся частей, способность работать в условиях вакуума и невесомости, компактность.
Разработка советской термоэмиссионной ЯЭУ «Топаз» (первоначальное название «Тополь») проводилась с 1962 г. в качестве
дублирующей ЯЭУ «Бук», но с более высоким уровнем мощности
(5–6 кВт с ресурсом 1,5 месяца). Идея параллельной разработки
термоэмиссионной и термоэлектрической ЯЭУ принадлежит главному конструктору ОКБ авиационного завода 300 Г.Л. Лившицу,
который в 1960 г. предложил работавшему у него будущему первому директору НПО «Красная Звезда» Г.М. Грязнову заняться новым авиационно-ракетным двигателем на электроракетной тяге.
После сравнительного анализа возможных типов источников электроэнергии для электроракетного двигателя с учетом выполненных
уже в ОКБ-1 (сейчас РКК «Энергия» имени С.П. Королева) и ФЭИ
(сейчас ГНЦ РФ-ФЭИ) аналогичных работ была выбрана ЯЭУ с
термоэмиссионным реактором-преобразователем (ТРП) [16, 17].
В это время в ФЭИ активно велись как теоретические, так и экспериментальные работы по термоэмиссионному преобразованию
энергии, включая реакторные испытания как отдельных ТЭП с
ядерным топливом, так и сборок таких ТЭП, которые получили
название ЭГК (электрогенерирующий канал). К решению задачи
217
создания термоэмиссионной ЯЭУ с энтузиазмом отнеслись руководители института и ведущих подразделений А.И. Лейпунский,
И.И. Бондаренко, В.Я. Пупко, В.А. Малых. В 1962 г. генеральный
конструктор ОКБ «Союз» С.К. Туманский в Постановлении Правительства о разработке в 1963 г. эскизного проекта ЯЭУ «Бук» записал поручение разработать также в качестве резервного варианта
термоэмиссионную ЯЭУ «Тополь» мощностью 5 кВт. После
успешной защиты эскизного проекта к разработке ЯЭУ «Топаз»
было подключено Тураевское машиностроительное КБ (ТМКБ)
«Союз», которому в 1968 г. были переданы все работы по ЯЭУ
(вместе с разработчиками и материальной частью). С 1972 г. все
проектно-конструкторские работы по ЯЭУ «Топаз» выполнялись в
НПО «Красная Звезда» (директор – Г.М. Грязнов, главный конструктор – В.И. Сербин) [17].
Первоначально (с 1961 г.) в ФЭИ велась конструкторскоэкспериментальная отработка сразу двух типов (многоэлементного
и одноэлементного) термоэмиссионного электрогенерирующего
канала (ЭГК) − основного узла ЯЭУ. Это было связано с тем, что
возникли технологические трудности в реализации коммутации
элементов внутри ЭГК, поэтому параллельно разрабатывалась и
одноэлементная схема ЭГК. Однако вести одновременно отработку
двух типов ЭГК было трудно, и главный технолог ФЭИ В.А. Малых предложил привлечь к разработке одноэлементного ЭГК ленинградскую группу разработчиков из Физико-технического института АН (Ю.А. Дунаев, М.Б. Барабаш) и ЦКБМ (Л.А.Аркин), а
чуть позже к этим разработкам подсоединились ИАЭ (Н.Н. Пономарев-Степной) (сейчас НИЦ «Курчатовский институт») и ПНИТИ
(сейчас НИИ НПО «Луч»). Результаты, полученные в процессе эскизного проектирования термоэмиссионного реактора-преобразователя (ТРП) с одноэлементными ЭГК (в 1,5 раза большая загрузка
ядерного топлива, необходимость повышения обогащения по U235 и др.), не позволили применить разработки в ТРП «Топаз». Однако эта группа предприятий начала разработку новой ЯЭУ «Енисей» с повышенным до 1,5 лет ресурсом (с доведением в последующем до трех лет) для разрабатываемого в НПО «Прикладная механика» (г. Красноярск) геостационарного КА системы непосредственного телевизионного вещания на бытовые антенны [107].
218
В ФЭИ исследования и работы по программе создания ЯЭУ
«Топаз» проводились по следующим направлениям:
 исследования экспериментальных ТЭП на стендах с электронагревом;
 исследования и испытания термоэмиссионных ЭГК (сборок
ТЭП с ядерным топливом) в петлевой установке исследовательского реактора АМ;
 испытания термоэмиссионного реактора-преобразователя в составе ЯЭУ на наземном стенде, имитирующем условия космического пространства;
 летно-конструкторские испытания (ЛКИ) ЯЭУ в составе КА.
Исследования на термоэмиссионных стендах с электронагревом
позволили экспериментально изучить процесс термоэмиссионного
преобразования энергии, получить вольтамперные характеристики
ТЭП, определить составляющие теплового баланса и КПД преобразования тепловой энергии в электрическую, выбрать эффективные
материалы эмиттера и коллектора. Вместе с тем эти испытания были достаточно кратковременны (200–300 часов) и не позволяли моделировать условия работы ТЭП в ядерном реакторе.
Поэтому в ФЭИ на исследовательском реакторе AM была создана специальная петлевая установка для испытаний ЭГК в условиях ядерного реактора. Первые петлевые испытания ЭГК по программе «Топаз» были начаты в 1961 г. Первоначально были испытаны одноэлементные, затем – трехэлементные и, наконец, пятиэлементные ЭГК [4, 16].
Выбор многоэлементной конструкции ЭГК, несмотря на ее относительную сложность и определенные трудности в отработке,
был обусловлен необходимостью повысить выходное напряжение
ЭГК до нескольких вольт (напряжение одного элемента в рабочей
точке 0,5–0,8 В), уменьшить при заданной выходной мощности
ЭГК «джоулевы» потери на электродах (повысив тем самым его
КПД), выровнять и снизить максимальные температуры эмиттеров
за счет электронного охлаждения (геометрическое профилирование). Одноэлементная конструкция ЭГК, несмотря на ее простоту и
удобство в отработке, в силу указных причин резко ограничивала
возможности создания в перспективе ЭГК большой мощности.
219
К 1965 г. была окончательно выбрана конструктивная схема
ЭГК реактора «Топаз» (рис. 5.1), состоявшего из пяти последовательно соединенных электрогенерирующих элементов (ЭГЭ) различной длины (90, 50, 44, 50 и 90 мм). С целью снижения и выравнивания за счет электронного охлаждения максимальных температур эмиттеров ЭГЭ, находящихся в неравномерном по высоте поле
энерговыделения реактора «Топаз», их длины были выбраны различными (геометрическое профилирование).
Рис. 5.1. Конструктивная схема ЭГК ТРП «Топаз»
Внутри эмиттерной оболочки каждого ЭГЭ диаметром около 10
мм находился тепловыделяющий сердечник из ядерного топлива
(таблетки из UO2, разделенные прокладками из молибденового
сплава). В первых образцах ЭГК эмиттеры изготавливались из поликристаллических молибденовых сплавов. Однако к 1973 г. были
выбраны более эффективные материалы, обеспечивающие достаточно высокие и стабильные выходные характеристики ЭГК.
Эмиттеры ЭГК стали изготавливаться из монокристаллического
Мо [111], на который в случае необходимости могло наноситься
тонкое монокристаллическое вольфрамовое покрытие. Коллекторы
из ниобиевого сплава отделялись от корпуса ЭГК из нержавеющей
стали слоем электроизоляции из оксида бериллия. Величина межэлектродного зазора (МЭЗ) составляла 0,4 мм [4, 16].
Примерно в это же время вывод газообразных продуктов деления из эмиттерных узлов ЭГК стал осуществляться в МЭЗ с последующим удалением их цезиевым паром через систему откачки, тогда как в предшествующих ЭГК эмиттерные узлы были герметич220
ными. Это позволило существенно уменьшить темп распухания
эмиттерных узлов и увеличить ресурс работы ЭГК. Все это привело
к созданию в 1974–75 гг. работоспособного пятиэлементного ЭГК с
плотностью электрической мощности 1,5–2,5 Вт/см2 при КПД 7–
8% и ресурсом работы около одного года, который и явился прототипом ЭГК, на базе которого был создан ТРП ЯЭУ «Топаз» [29].
Обобщенные результаты петлевых испытаний ЭГК по программе
создания ЯЭУ «Топаз» в 1962–78 гг. приведены в табл. 5.1 [4].
Таблица 5.1
Обобщенные результаты петлевых испытаний ЭГК по программе создания
ЯЭУ «Топаз»
Средняя плотность
электрической мощности
(Вт/см2)
1,5–2,5
3– 4
8–10
Число
испытанных
ЭГК
17
5
4
Максимальная
длительность
испытаний (час)
8860
10870
700
Отметим, что помимо отработки сравнительно низконапряженных ЭГК типа «Топаз», был проведен ряд испытаний экспериментальных ЭГК со средней (до 4 Вт/см2) и высокой (до 10 Вт/см2)
плотностью электрической мощности с эмиттерами из монокристаллического вольфрама и молибдена (табл. 5.1).
Параллельно с разработкой ЭГК с начала 1960-х гг. велись интенсивные научно-исследовательские и конструкторские работы по
созданию ТРП и ЯЭУ «Топаз» в целом. Первая физическая записка
к эскизному проекту ЯЭУ «Топаз» была выпущена в 1963 г. группой специалистов под руководством Г.М. Грязнова, из которой в
дальнейшем выросло НПО «Красная Звезда». А в 1965 г. после
проработки совместно с конструкторской организацией ММЗ «Союз» (Г.Л. Лившиц) различных вариантов ТРП с ЭГК в многоэлементном и одноэлементном исполнении был выбран основной вариант ТРП «Топаз» на промежуточных нейтронах с пятиэлементными профилированными ЭГК, гидрид-циркониевым замедлителем, бериллиевым отражателем и жидкометаллическим контуром
221
(ЖМК) охлаждения с эвтектическим NaK-теплоносителем [4, 17].
Основные характеристики ТРП «Топаз» показаны в табл. 5.2.
Таблица 5.2
Основные характеристики реактора-преобразователя «Топаз»
Электрич. мощность (основная секция)
5–7 кВт
Тепловая мощность
130–150 кВт
Ядерное топливо
Загрузка топлива (по
UO2
235
11,5 кг
U)
Обогащение топлива по
235
U
90%
Замедлитель
ZrH
Отражатель
Be
Спектр нейтронов
Промежуточный
Масса реактора
320 кг
Диаметр активной зоны
280 мм
Длина активной зоны
364 мм
Толщина отражателя
80 мм
12 вращающихся,
Be с B4C подложкой
NaK
Регулирующие барабаны
Теплоноситель
Общий вид и основные элементы конструкции ЯЭУ «Топаз»
показаны на рис. 5.2., а принципиальная схема ТРП – на рис. 5.3.
Рис. 5.2. ЯЭУ «Топаз»: 1 – блок системы подачи пара цезия и приводов
органов регулирования; 2 – ТРП; 3 – трубопровод ЖМК; 4 – радиационная
защита; 5 – компенсационный бак контура ЖМК; 6 – ХИ; 7 – силовая рама
222
Рис. 5.3. Принципиальная схема реактора-преобразователя «Топаз»:
1– вход теплоносителя; 2– внешний корпус; 3– бериллиевый отражатель;
4 – замедлитель; 5 – система подачи цезия; 6 – токовыводы; 7– верхняя
коммутационная камера; 8– цилиндры органов регулирования реактора;
9– сборка ЭГК (активная зона реактора); 10 – выход теплоносителя;
11– нижняя коммутационная камера
Активная зона реактора (диаметр 280 мм, высота 364 мм) состояла из 79-ти ЭГК, которые вместе с каналами охлаждения располагались в отверстиях дисков замедлителя (четыре диска) из
гидрида циркония.
Все ЭГК были разделены на две секции – рабочую из 60-ти ЭГК
(для питания потребителей КА) и насосную из 19-ти ЭГК (для питания кондукционного электромагнитного насоса ЖМК охлаждения). Коммутирование ЭГК в секции осуществлялось в парах цезия
в верхней и нижней коммутационных камерах, расположенных с
обоих торцов ТРП.
Функции регулирования тепловой мощности, компенсации реактивности и аварийной защиты выполняли расположенные в боковом отражателе 12 поворотных цилиндров. Отметим, что загруз223
ка реактора «Топаз» по U-235 была существенно ниже (11,5 кг),
чем в реакторе ЯЭУ «Бук» (30 кг).
Полномасштабные наземные энергетические испытания первого
прототипа ЯЭУ «Топаз» были проведены в ФЭИ в апреле 1970 г.
Всего с 1970 по 1984 гг. были проведены наземные ресурсные испытания семи прототипов ЯЭУ «Топаз» (табл. 5.3) [4, 16].
Таблица 5.3
Наземные ресурсные энергетические испытания ЯЭУ «Топаз»
Номер установки
Год испытаний
Длительность
испытаний, сут.
Тепловая мощность
ТРП, кВт
Суммарная
электрическая
мощность обеих
секций, кВт
4С
5С
1970 1971
6С
7С
10С
1972–73 1975–77 1979
11С
1982
14С
1984
50
67
108
215
221
208
306
170
180
180
150
150
150
150
6,6
5,1
8,2
8,8
8,8
7,2
7,2
В ходе испытаний происходило постоянное совершенствование
конструкции и технологии изготовления ключевых узлов ЯЭУ
«Топаз», направленное на обеспечение стабильности генерируемой
электрической мощности и увеличение ресурса работы установки.
На установке 7С, испытания которой начались в 1975 г., впервые
были использованы ЭГК с монокристаллическими молибденовыми
и вольфрамовыми эмиттерами. На установке 10С (1979 г.) впервые
был осуществлен пуск ЯЭУ с помощью системы автоматического
управления (САУ). В 1982–1984 гг. для подготовки к летным испытаниям были проведены еще два наземных испытания ЯЭУ «Топаз» под управлением САУ. Установка 11С была оснащена ЭГК с
эмиттерами из монокристаллического вольфрама, а установка 14С
– ЭГК с монокристаллическими молибденовыми эмиттерами [16].
Наземные испытания проводились на специально сооруженном
в ФЭИ уникальном испытательном комплексе (ИК «Топаз»). Схема комплекса и его основных систем – на рис. 5.4.
224
Рис. 5.4. Схема испытательного комплекса ЯЭУ «Топаз»
Центральным элементом ИК была специальная вакуумная камера (ВК), в которую для проведения испытаний помещался наземный прототип ЯЭУ «Топаз» (подвешивался на верхней крышке ВК,
через которую проходили основные коммуникации, связывавшие
ЯЭУ с испытательным комплексом). ВК высотой около 10 м и
диаметром 2,8 м из алюминиевого сплава располагалась в колодце
бетонного массива, который имел глубину 14 м и диаметр 6 м. С
помощью системы вакуумирования внутри ВК объемом 45 м3 создавались условия, близкие к условиям космического пространства
(вакуум ≈ 5∙10-3 мм рт.ст. ). ВК имела водяную систему охлаждения, с помощью которой отводилось тепло, сбрасываемое излучением на стенки камеры реактором и холодильником-излучателем
ЯЭУ «Топаз» в процессе испытаний.
Наземные испытания семи прототипов установки подтвердили
возможность получения приемлемых уровня и стабильности выходных энергетических характеристик ЯЭУ «Топаз» при ресурсе
225
работы около одного года. Решение Государственной комиссии
при СМ СССР о проведении летно-конструкторских испытаний
(ЛКИ) экспериментального КА «Плазма-А» с ЯЭУ «Топаз» в космосе было принято 12 февраля 1986 г. [16, 17].
К проведению ЛКИ были подготовлены два экземпляра ЯЭУ,
отличающиеся материалом эмиттеров ЭГК: эмиттеры первой установки были изготовлены из монокристаллического Мо, а второй –
из монокристаллического Мо, покрытого тонким монокристаллическим вольфрамовым покрытием. Общий вид космического аппарата (КА) «Плазма-А» с ЯЭУ «Топаз» показан на рис. 5.5, а на
рис. 5.6 представлена фотография космической ЯЭУ «Топаз».
Рис. 5.5. Общий вид КА «Плазма-А» с ЯЭУ «Топаз»
Рис. 5.6. Фотография космической термоэмиссионной ЯЭУ «Топаз»
Первая ЯЭУ (с молибденовыми эмиттерами ЭГК) была запущена на радиационно-безопасную стационарную круговую орбиту
высотой около 800 км 2 февраля 1987 г., и отработала на орбите в
составе КА «Плазма-А» («Космос-1818») в течение 142-х суток.
226
Начальная мощность рабочей секции составляла 5,6 кВт, конечная
− 4,8 кВт.
Вторая ЯЭУ (с вольфрамовыми эмиттерами ЭГК) была запущена на ту же орбиту 10 июля 1987 г., и отработала на орбите в составе КА «Плазма-А» (Космос-1867) в течение 343-х суток. Начальная
мощность рабочей секции составляла 5,6 кВт, конечная − около
3 кВт. Было подтверждено соответствие характеристик ЯЭУ требуемым по техническому заданию в течение полугодичного ресурса.
В дальнейшем в течение последующего полугода электрическая
мощность ЯЭУ плавно снижалась вследствие деградационных
процессов в ТРП, но была достаточна для питания всех систем КА
[16, 17]. Основные характеристики летных образцов ЯЭУ «Топаз»
приведены в табл. 5.4.
Таблица 5.4
Характеристики летных образцов ЯЭУ «Топаз»
Характеристика
Максимальная электрическая мощность на клеммах рабочей
секции, кВт
Напряжение на клеммах рабочей секции, В
Значение
5,6
32
Ток рабочей секции, А
180
Напряжение насосной секции, В
1,1
Ток насосной секции, А
Максимальная температура NaK-теплоносителя на выходе из
ТРП,оС
Подогрев теплоносителя в активной зоне ТРП,оС
1200
70−80
Расход паров цезия, г/сут
6−20
Давление паров цезия, Па
266−730
Масса ЯЭУ (без аккумуляторных батарей), кг
Площадь холодильника-излучателя, м
2
610
980
7
Длина ЯЭУ, м
4,7
Максимальный диаметр ЯЭУ, м
1,3
Прекращение работы ЯЭУ в обоих случаях было вызвано исчерпанием запасов цезия и выделением из полости гидрид227
циркониевого замедлителя водорода, проникавшего в МЭЗ и вызывавшего деградационные процессы в ЭГК. Отметим, что образец
ЯЭУ с ЭГК с монокристаллическим вольфрамовым покрытием на
эмиттерах отличался более высокой стабильностью выходной
электрической мощности. Это связано с более высокой стойкостью
характеристик вольфрамового эмиттера в условиях поступления
примесных газов (в том числе водорода) в МЭЗ. Кроме того, вольфрамовый эмиттер имеет более высокую вакуумную работу выхода
и, следовательно, требуется более низкое оптимальное давление
паров цезия в МЭЗ, что приводит к более низкому расходу цезия в
процессе работы ЯЭУ на орбите. Отметим, что в ЯЭУ «Топаз» не
было замкнутого цезиевого контура, и при продувке МЭЗ ЭГК пары цезия вместе с неконденсирующимися примесными газами выносились за пределы ЭГК. Цезий поглощался специальной графитовой ловушкой, а примесные газы выбрасывались в космическое
пространство. Это приводило к расходу цезия, запасы которого на
борту были ограничены [16, 17].
В процессе работы на орбите наблюдалось постепенное снижение выходной электрической мощности и КПД обеих ЯЭУ, однако
темп этого снижения был различен. Как уже отмечалось, темп
снижения выходных характеристик ЯЭУ с монокристаллическими
вольфрамовыми эмиттерами был существенно ниже. Основными
процессами, которые приводили к ресурсному снижению выходных характеристик термоэмиссионных ЯЭУ «Топаз», являются:
− распухание ядерного топлива под действием газообразных
осколков деления, что приводило к уменьшению межэлектродного
зазора и постепенному замыканию отдельных ЭГЭ;
− изменение эмиссионных свойств (работы выхода) электродов под
действием выходящих в МЭЗ газообразных продуктов деления,
остаточных газов и водорода, натекающего из полости гидридциркониевого замедлителя;
− изменение приведенной степени черноты электродов ЭГЭ за счет
тех же причин, а также массопереноса с эмиттера на коллектор;
− ухудшение под действием радиационного излучения электроизоляционных свойств керамической изоляции (ВеO), отделяющей
коллекторы от стального корпуса (чехла) ЭГК;
228
− постепенное разрушение керамических дистанционаторов (ВеО),
фиксирующих ширину МЭЗ, что могло приводить к короткому замыканию электродов ЭГЭ.
Отметим, что в дальнейшем при разработке ЭГК перспективных
космических термоэмиссионных ЯЭУ второго поколения негативное действие процессов ресурсной деградации удалось существенно уменьшить или полностью устранить за счет изменения конструкции и технологии изготовления ЭГК, использования материалов с более высокими характеристиками и ряда других мер [107].
5.2. Наземный прототип космической термоэмиссионной ЯЭУ
«Енисей»
Термоэмиссионная ЯЭУ «Енисей» разрабатывалась в соответствии с постановлением Правительства СССР от 21.07.1967 года
для КА системы непосредственного телевизионного вещания из
космоса кооперацией организаций: главный конструктор энергоустановки − Центральное конструкторское бюро машиностроения
(ЦКБМ), научный руководитель разработки − ИАЭ им. И.В.
Курчатова (НИЦ «Курчатовский институт»), технология и
конструкция ЭГК и элементов актовной зоны реактора − НИИ
НПО «Луч», система автоматического управления − СФТИ и ряд
других [14, 17].
В соответствии с техническим заданием ЯЭУ «Енисей» должна
была на первом этапе генерировать полезную электрическую мощность 4,5−5,5 кВт при ресурсе полгода с доведением его в дальнейшем до трех лет. В отличие от описанной выше ЯЭУ «Топаз» с
пятиэлементными ЭГК, установка «Енисей» создавалась на базе
одноэлементных ЭГК с двухсторонним выводом тока. Одноэлементная конструкция ЭГК позволяет не иметь в активной зоне межэлектродной коммутации, а также выводить газообразные продукты деления из объема топливного сердечника эмиттера, минуя
МЭЗ, что способствует его большей надежности и ресурсоспособности. Кроме того, становится возможным проводить полномасштабные тепловые испытания ЭГК, реактора и ЯЭУ в целом, размещая в эмиттерных узлах специальные электронагреватели соот229
ветствующей мощности, что сокращает затраты средств и времени
при их наземной отработке [14].
Рис. 5.7. Поперечное сечение реактора ЯЭУ «Енисей»
Вместе с тем, как уже говорилось выше, одноэлементная конструкция ЭГК имеет и существенный недостаток, заключающийся
в значительных «джоулевых» потерях электрической мощности на
электродах, которые быстро растут при увеличении длины электродов и величины тока, что резко ограничивает возможности создания ТРП большой мощности.
На рис. 5.7 показано поперечное сечение реактора ЯЭУ «Енисей». Внутри тонкостенного стального корпуса размещены блоки
замедлителя из гидрида циркония и блоки торцевых отражателей
из бериллия. В блоках замедлителя и отражателя выполнены отверстия, которые образуют каналы для установки ЭГК. Всего активная
зон ТРП содержит 37 одноэлементных ЭГК, которые скоммутированы в две секции: рабочую – из 34-х последовательно соединенных ЭГК и насосную – из трех параллельно соединенных ЭГК. Через гермовводы каждая из секций выведена наружу и подключена к
соответствующим реакторным токосъемным шинам.
230
На рис. 5.8 показана пневмогидравлическая схема ЯЭУ «Енисей» [14].
Рис. 5.8. Пневмогидравлическая схема ЯЭУ «Енисей»:
1 – реактор; 2 – электромагнитный насос; 3 –ловушка; 4 – радиационная защита;
5 – баллон газовой смеси; 6 – баллон инертных газов; 7 – нагревательное устройство; 8 – холодильник-излучатель; 9 – компенсатор объема; 10 – блок датчиков
давления
В состав основных систем энергоустановки входят:
− гетерогенный ТРП на промежуточных нейтронах;
– теневая радиационная защита;
– система отвода от реактора непреобразованного тепла, в которую
входят циркуляционный электромагнитный насос для прокачки
жидкометаллического теплоносителя (эвтектика NaK), холодильник-излучатель ребристо-трубчатого типа, газовый компенсатор
объема, ловушка окислов с титановым поглотителем, электронагреватели предстартового разогрева контура теплоносителя, соединительные трубопроводы;
231
– цезиевая система, включающая в себя генератор паров цезия фитильного типа, обеспечивающий постоянство расхода независимо
от температуры теплоносителя, и безмоментную систему выброса
паров цезия и продуктов остаточного газовыделения;
– система автоматического управления, обеспечивающая пуск и
автоматическое управление ЯЭУ на всех этапах эксплуатации.
Общий вид ЯЭУ «Енисей» показан на рис. 5.9, а основные характеристики приведены в табл. 5.5 [14].
Рис. 5.9. Ядерная энергетическая установка «Енисей»
Таблица 5.5
Основные характеристики ЯЭУ «Енисей»
Характеристики
Количество ЭГК в ТРП
Максимальная электрическая мощность на клеммах рабочей
секции, кВт
Напряжение на клеммах рабочей секции, В
Тепловая мощность реактора, кВт
Максимальная температура NaK-теплоносителя на выходе из
ТРП,оС
Максимальная температура эмиттеров ЭГК, ОС
Масса реакторного блока, кг
Длина ЯЭУ, м
Максимальный диаметр ЯЭУ, м
Ресурс, подтвержденный при наземных ядерных
испытаниях, г.
232
Значение
37
5,5
27
не более 136
550
1650
1000
3,9
1,4
1,5
Отметим, что ЯЭУ «Енисей» предназначалась для использования только на радиационно безопасных орбитах и не имела системы ликвидации.
В соответствии с общими техническими требованиями к космическим ЯЭУ, действующим в нашей стране, энергоустановка «Енисей» прошла полный цикл наземной отработки, включая ее комплексные испытания на стендах ЦКБМ с электронагревом, транспортные и динамические испытания на соответствие действующим
нагрузкам при транспортировке и выводе КА на орбиту, испытания
в криогенных камерах на захолаживание и как завершающий этап
испытаний – ядерные энергетические испытания в ИАЭ им. И.В.
Курчатова на стендах «Р» (установки Я-23, Э-31, Я-81, Э-38) и в
НИИП на стенде «Т» (установки Я-24, Э-82). Всего для проведения
этих испытаний было изготовлено 30 опытных образцов ЯЭУ
«Енисей», из которых шесть образцов прошли ядерные энергетические испытания на стендах «Р» и «Т», специально созданных для
наземных ядерных испытаний.
Таким образом, к 1988 г. ЯЭУ «Енисей» прошла полный цикл
наземных испытаний, необходимых перед этапом летноконструкторских испытаний в космосе в составе КА. Основные результаты испытаний представлены в табл. 5.6. [14].
Таблица 5.6
Основные результаты наземных ядерных испытаний ЯЭУ «Енисей»
Образец
ЯЭУ
Годы
испытаний
Я-23
Э-31
Я-24
Я-81
Я-82
Э-38
1975–76
1978
1979–81
1980–83
1983–84
1986
Продолжительность
испытаний, час
5000
3000
14000
12380
8200
4600
Поколение
ЭГК
Количество
ЭГК
2
2
2
3
3
3
31
31
31
37
37
37
Ресурсные ядерно-энергетические испытания первых опытных
образцов (Я-23, Э-31, Я-24) показали, что выбранная конструкция
ЭГК не отвечает требованиям по ресурсу. Обнаружилось увеличе233
ние диаметра эмиттеров ЭГК вследствие распухания тепловыделяющих сердечников под действием газообразных осколков деления,
что привело к коротким замыканиям отдельных ЭГК в процессе
испытаний и падению суммарной электрической мощности ТРП.
Было также установлено, что вследствие изменений эмиссионных
характеристик электродной пары эмиттер-коллектор и увеличения
приведенной степени черноты электродов ресурсное уменьшение
электрической мощности ЭГК составило 3% за 1000 часов [14].
Для устранения перечисленных недостатков в НИИ НПО «Луч»
был разработан и испытан усовершенствованный вариант ЭГК
(третьего поколения), в котором были реализованы следующие
конструктивные и технологические решения:
– в МЭЗ введены новые дистанционаторы из оксида скандия, обладающие большей стойкостью в парах цезия по сравнению с фиксаторами из окиси алюминия;
– улучшена технология нанесения вольфрамового покрытия на
эмиттер для предотвращения отслоения покрытия (переход на хлоридную технологию нанесения монокристалического покрытия);
– увеличены центральное отверстие в топливе на всю длину активной зоны и диаметр этого отверстия для снижения распухания топлива;
– увеличена ширина МЭЗ;
– эмиттеры стали изготавливаться из монокристаллического Мо,
легированного Nb.
В результате предпринятых мер в ходе тепловых испытаний с
электронагревом одного из образцов усовершенствованного ЭГК
был достигнут ресурс более 22500 часов [14].
Кроме того, с целью доведения ресурса работы установки до
полутора лет была создана новая модернизированная конструкция
реактора с увеличенным числом ЭГК в активной зоне (с 31 до 37).
При наземных ядерно-энергетических испытаниях этого образца
установки (Я-81) был достигнут ресурс 12380 часов при высокой
стабильности выходных характеристик [14].
В связи с прекращением работ по КА, для которого предназначалась ЯЭУ «Енисей», работы по ЯЭУ были остановлены на стадии наземных испытаний.
234
5.3. Международное сотрудничество по ЯЭУ «Енисей» в
рамках программы TOPAZ INTERNATIONAL
В 1989 г. на международном симпозиуме в г. Альбукерк (США)
большой интерес у американских специалистов вызвало сообщение
директора НПО «Красная Звезда» Г.М. Грязнова и академика Н.Н.
Пономарева-Степнова о результатах испытаний термоэмиссионных
космических ЯЭУ «Топаз» и «Енисей». ЯЭУ «Енисей» в докладе
была названа «Топаз-2». В апреле 1989 г. в ИАЭ им. И.В.Курчатова
состоялись переговоры с представителями фирмы «Space Power
Inc.» (SPI) советских разработчиков ЯЭУ (ИАЭ им. И.В.Курчатова,
ФЭИ, НПО «Красная Звезда», ЦКБМ, НИИ НПО «Луч»). Переговоры касались возможности сотрудничества в области космических
ЯЭУ для гражданского коммерческого применения и использования для этих целей имеющегося в СССР опыта и задела по созданию и натурным испытаниям космических термоэмиссионных
ЯЭУ. В процессе переговоров были обсуждены возможные области
коммерческого использования таких ЯЭУ в качестве альтернативы
солнечным энергоустановкам [14, 17].
В январе-марте 1991 г. был проведен демонстрационный показ
макета ЯЭУ «Енисей» под названием «Топаз-2» (без ядерного топлива) на VIII Симпозиуме США по космической ядерной энергетике (г. Альбукерк) и на Советско-американском научно-техническом
симпозиуме и выставке «Наука-Космос-Конверсия» при Мерилендском университете. Демонстрация вызвала большой интерес
специалистов и общественности.
Основные разработчики ЯЭУ «Енисей» − ЦКБМ, РНЦ «Курчатовский институт» и НИИ НПО «Луч» совместно с НИИТП и ГМП
«НП Энерготех» с российской стороны и компания International
Scientific Products (ISP) с американской − учредили совместное
российско-американское предприятие «Интернациональные энергетические технологии» (СП «ИНЕРТЕК»). На первом этапе деятельности было предложено провести демонстрационные испытания в США на стендах с электронагревом экспериментального образца и компонентов установки «Енисей» без ядерного топлива.
Проведение работ было поддержано Правительством СССР и специальными решениями администрации США [14].
235
Для проведения испытаний американской стороне в период
1991−1992 гг. были переданы два образца головного блока ЯЭУ
«Енисей» − В-71 (рабочий) и Я-21У (резервный), ранее испытанные в России, и испытательный стенд «Байкал».
Первый этап испытаний проводился в ноябре 1992 г. силами
совместного предприятия «ИНЕРТЕК» с участием специалистов
группы TSET (Termionic System Evaluation Test). На стенде «Байкал» в г. Альбукерк (США) были проведены испытания установки
B-71 в объеме двух полных проверочных циклов «пуск-работаостанов» с целью подтверждения заданных параметров. Испытания
образца установки и ее отдельного ЭГК (с электронагревом) были
выполнены в полном объеме и прошли успешно: подтверждена их
работоспособность, получены характеристики, заданные программой испытаний, проведено обучение американского персонала.
Прогнозирование полученных характеристик показало, что в штатных условиях установка «Енисей» с характеристиками образца В71 может обеспечить электрическую мощность на клеммах рабочей
секции реактора 4,5−6,0 кВт при температуре теплоносителя на
выходе из реактора до 570оС.
Целью второго этапа испытаний было получение экспериментальной информации по установке «Енисей» как объекта управления и источника электроэнергии при испытаниях с электронагревом в условиях вакуумной камеры и обучение американских специалистов. Испытания проводила группа TSET с участием российских специалистов, американских и российских исследователей.
После успешного проведения первого этапа работ американской
стороной было предложено проведение подготовки летных демонстрационных испытаний установки «Енисей» совместно с электродвигательным модулем на основе различного типа электрореактивных двигателей на космическом аппарате США NEPSTP и подписан контракт на участие российских предприятий в разработке
космической термоэмиссионной ЯЭУ SPACE-R повышенной электрической мощности (до 40 кВт). Функционирование ЯЭУ должно
быть осуществлено на высоких орбитах, на которых полностью
гарантируется радиационная безопасность населению Земли. Финансирование этих работ должно было осуществляться американской стороной из правительственных источников.
236
Для проведения летных испытаний установки «Енисей» в составе американского космического аппарата разработчики установки в
1994−1995 гг. поставили в США четыре экспериментальных образца установки «Енисей» (из них образцы Э-43, Э-44 − для летных
испытаний, а образцы Э-41, Э-42 − для отработки стыковки с КА).
Кроме этого, для наземных испытаний планировалось использовать
также поставленные ранее в США два экспериментальных образца
установки «Енисей». Использование установок «Енисей» для летных испытаний было запланировано на условиях возврата (кроме
запущенных в космос) установок после выполнения программы в
Россию без разделки и исключения прямого использования установок в военных целях [14].
Однако в 1993 г. из-за сокращения бюджета было решено ограничиться только наземными испытаниями, а в 1996 году проект
был закрыт. После окончания Программы TOPAZ INTERNATIONAL в США все установки «Енисей» и ЭГК, поставленные в
США, были возвращены без разделки в Россию. Возвращенные
установки и созданная в России, но не использующаяся экспериментально-стендовая база для испытаний термоэмиссионных ЯЭУ,
явились основой для продолжения международного сотрудничества с КНР.
Научно-исследовательские работы по мирному использованию
космических ЯЭУ осуществлялись в рамках Соглашения между
правительствами РФ и КНР от 25 апреля 1996 г. и рекомендаций
российско-китайской подкомиссии по ядерным вопросам [17].
Кроме КНР НИОКР по созданию космических ЯЭУ с машинным преобразованием энергии ведутся в США и Франции.
237
Глава 6.
ПЕРСПЕКТИВНЫЕ ТЕРМОЭМИССИОННЫЕ
КОСМИЧЕСКИЕ ЯЭУ И ЯДЕРНЫЕ
ЭНЕРГОДВИГАТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
6.1. Термоэмиссионные космические ЯЭУ второго поколения
ЯЭУ «Бук», «Топаз» и «Енисей» составили первое поколение
бортовых отечественных ЯЭУ для космических аппаратов (КА). В
процессе создания первого поколения космических ЯЭУ была создана организационная и промышленная инфраструктура в обеспечение всего цикла разработки, поставки комплектующих изделий и
материалов, изготовления, экспериментальной отработки, наземных испытаний и выведения ЯЭУ на орбиту в составе КА. Был
накоплен уникальный (подобного не было ни в одной стране мира)
опыт организации и проведения наземных и летных испытаний, а
также опыт безопасной эксплуатации ЯЭУ на орбитальных КА.
Была сформирована кооперация предприятий с высококвалифицированными кадрами, способными реализовать накопленный
опыт при разработке новых модификаций ЯЭУ более высокой
мощности и большего ресурса. Все это выдвинуло нашу страну на
лидирующие позиции в области создания и применения космических ЯЭУ. В других развитых странах мира и, в первую очередь, в
США подобные работы не вышли за рамки разнообразных научноисследовательских разработок.
В связи с резким сокращением финансирования работ в области
космической ядерной энергетики в 1990-х гг. деятельность организаций-разработчиков с 1992 г. была направлена, в основном, на сохранение достигнутого научно-технического задела, стендовой базы и проведение работ по отработке ключевых элементов ЯЭУ. В
начале 1998 г. постановлением Правительства РФ была принята
«Концепция развития космической ядерной энергетики в России»,
подтверждающая то большое значение, которое придается этому
направлению НИОКР в государственном масштабе, и отмечающая
важность мероприятий по поддержанию лидирующих позиций
России в области космических ядерных технологий, сохранению
научно-технического задела, высококвалифицированных кадров,
238
уникальных экспериментальной и производственно-технологической баз, инфраструктуры научных центров и предприятий, осуществляющих работы в этой области. На базе этого документа в
последующие годы разрабатывались и реализовывались программы по созданию базовых технологий и развитию космической
ядерной энергетики. Основным содержанием этих программ были
работы по дальнейшему развитию и усовершенствованию ЯЭУ
первого поколения «Топаз» и «Енисей» и разработке термоэмиссионных ЯЭУ второго поколения. Успешные результаты испытаний
ЯЭУ «Топаз» и «Енисей» показали принципиальную возможность
создания в космосе ядерных реакторных энергетических систем
электрической мощностью 10−100 кВт и более и положили начало
разработкам проектов целого ряда термоэмиссионных установок
электрической мощностью 25, 50, 100 кВт и более [5, 114].
Разработанные к настоящему времени проекты ЯЭУ второго поколения составляют типоразмерный ряд из нескольких ЯЭУ различной электрической мощности (в диапазоне от 10 до 400 кВт) с
ресурсом работы на орбите 5−7 лет. Важнейшей особенностью этого ряда является использование единого компоновочного принципа
построения ЯЭУ и унифицированных конструктивных и технологических решений по всем основным узлам и системам ЯЭУ: реактору-преобразователю, радиационной защите, контуру жидкометаллического теплоносителя, системе подачи цезия, системе теплоотвода, системе автоматического управления и т.д. Такая унификация при существующем ограниченном объеме финансирования
обеспечивает уровень готовности ЯЭУ данного класса, достаточный для перехода к опытно-конструкторским работам по созданию
ЯЭУ заданной электрической мощности в привязке к конкретному
КА, и позволяет в максимальной степени сократить затраты на ее
доводку [114].
Существенное увеличение мощности и ресурса ЯЭУ второго
поколения по сравнению с их прототипами (ЯЭУ «Топаз», «Енисей») достигается как за счет увеличения размерности отдельных
систем (ТРП, система теплоотвода и др.), так и благодаря реализации качественно новых решений, к числу которых относятся:
− модернизация термоэмиссионного ЭГК, увеличение его ресурса и
мощности;
239
− создание новой долгоресурсной цезиевой системы;
− создание системы, обеспечивающей многолетнюю стабильность
характеристик замедлителя в ТРП на промежуточных нейтронах;
− обеспечение ядерной и радиационной безопасности ЯЭУ в течение 10 и более лет.
По каждой ЯЭУ из типоразмерного ряда выполнен комплекс
проектных работ, причем для ЯЭУ сравнительно невысокой электрической мощности (ЯЭУ-25 и ЯЭУ-50) уровень проработки высокий и соответствует стадии эскизного проекта. Основные проектные характеристики некоторых ЯЭУ второго поколения приведены в табл. 6.1 [114].
Таблица 6.1
Основные проектные характеристики некоторых перспективных
термоэмиссионных ЯЭУ второго поколения
Характеристика
Тип реактора
ЯЭУ-25 ЯЭУ-50
На промежуточных
нейтронах
Теплоноситель
Сплав NaK
Полезная электрическая
мощность, кВт:
- форсированный режим
80
105
- номинальный режим
30
40
Максимальная температура
теплоносителя, К
873
Загрузка по урану-235, кг
38,5
51
Габариты ЯЭУ в стартовом
положении, м:
- диаметр
3,3
3,7
- длина
3,6
4,0
Масса ЯЭУ, кг
3000
4200
Удельная масса ЯЭУ
(в
расчете на форсированную
37,5
40
мощность), кг/кВтэл
Возможные средства выве- Протон, Протон-М,
дения (тип ракеты-носиАнгара
теля)
240
ЯЭУ-100
На быстрых
нейтронах
ЯЭУ-400
На быстрых
нейтронах
Литий
Литий
150
80
400
160
1173
230
1173
280
3,7
4,0
5200
3,7
4,5
7250
34,7
18
Ангара-5
Ангара-5
В термоэмиссионных ЯЭУ второго поколения будет реализовано важнейшее преимущество ЯЭУ – возможность работы на разных, различающихся в несколько раз, уровнях электрической мощности без изменения конструктивно-компоновочной схемы и массогабаритных характеристик установки. Важность этого преимущества связана с тем, что одной из наиболее вероятных областей
использования ЯЭУ в космосе является решение двух взаимосвязанных энергоемких задач: доставка космических аппаратов (КА)
на орбиту функционирования и последующее энергоснабжение
функциональной аппаратуры КА. Техническая реализация этих задач предполагается следующим образом.
ЯЭУ и совместимая с ней электроракетная двигательная установка (ЭРДУ) образуют ядерную энергодвигательную установку
(ЯЭДУ). После выведения системы КА+ЯЭДУ на радиационно
безопасную орбиту (800–900 км) обычными ракетами-носителями
на химическом топливе («Протон», «Ангара» и др.) включается
ЯЭУ и с помощью маршевых электроракетных двигателей КА переводится на высокую рабочую орбиту, например, геостационарную (ГСО). При этом ЯЭУ работает в относительно кратковременном режиме повышенной электрической мощности (форсированном), обеспечивая работу ЭРДУ. Таким образом, происходит самовывод системы КА+ЯЭДУ на рабочую орбиту длительного существования. После завершения транспортной операции по доставке
КА на рабочую орбиту ЯЭУ переходит в долговременный режим
пониженной мощности (номинальный) и используется для электроснабжения КА в процессе длительного функционирования. Такая транспортно-энергетическая система способна обеспечить значительное повышение эффективности транспортных операций в
космосе за счет существенного увеличения массы полезного груза
(в два–три раза) при доставке на ГСО. На основе ЯЭДУ могут быть
созданы и доставлены на рабочие орбиты, в том числе высокоэллиптические и ГСО, и обеспечено длительное функционирование
КА значительной массы и энергопотребления для систем обеспечения связи и телевидения, для решения ряда других социальноэкономических и научных задач. Отметим, что решение таких задач с неядерными источниками энергии весьма затруднительно и
экономически малоэффективно.
241
Перечень задач освоения околоземного и исследования дальнего
космического пространства, выполнение которых невозможно без
применения ядерных энергоустановок, крайне широк.
В ближайшей перспективе:
● обеспечение безопасности – радиолокационное наблюдение,
связь и ретрансляция информации;
● связь и телевещание – спутниковые системы связи с высокой
пропускной способностью, глобальные системы связи с подвижными объектами, высокопроизводительные глобальные информационные системы, непосредственное телевещание, многоканальное
телевидение высокой четкости.
В отдаленной перспективе:
● экология – глобальный экологический мониторинг, отслеживание и прогнозирование стихийных бедствий, очистка околоземного
пространства от техногенного космического мусора;
● энергетика и производство в космосе – космическое производство, дистанционное энергоснабжение КА и космических производственных комплексов;
● научные задачи – фундаментальные исследования, в том числе с
помощью космического радиотелескопа, исследования Земли из
космоса, исследования астероидов, комет и планет Солнечной системы;
● транспортно-энергетическое обеспечение лунной базы, марсианская экспедиция.
На сегодняшний день наиболее актуальными из приведенного
перечня следует считать две задачи ближайшей перспективы:
– круглосуточное всепогодное наблюдение за воздушными объектами и дистанционное зондирование Земли с использованием высокоорбитальных КА;
– глобальная космическая связь посредством системы КА, размещаемых на геостационарной орбите.
Выполнение именно этих задач, важных с точки зрения как оборонного, так и социально-экономического применения, в полной
мере обеспечивается термоэмиссионными ЯЭУ 2-го поколения, и
существующие программы их создания ориентированы на энергообеспечение КА подобного назначения.
242
Концепция космических термоэмиссионных ЯЭУ второго поколения включает в себя следующие основные положения [114]:
● диапазон электрической мощности от десятков до сотен киловатт;
● ресурс работы 7 лет и более;
● средняя плотность генерируемой электрической мощности
2–3 Вт/см2 с возможностью двух–трехкратного форсирования;
● выходное напряжение на клеммах ТРП не менее 125 В;
● многоэлементные унифицированные электрогенерирующие каналы (ЭГК);
● термоэмиссионные реакторы-преобразователи (ТРП) на промежуточных или быстрых нейтронах;
● цезиевая система на основе регенерации цезия с многократным
использованием его запаса при эффективном удалении из ЭГК газообразных продуктов деления и примесных газов;
● разделенные на группы органы регулирования, управляемые независимыми приводами, обеспечивающими управление мощностью и гашение ядерного реактора;
● высокий уровень ядерной и радиационной безопасности на всех
этапах жизненного цикла ЯЭУ благодаря использованию в составе
ТРП стержней безопасности, а также системы специальных средств
и мер;
● раскладывающийся при выводе на орбиту холодильник-излучатель на тепловых трубах.
В качестве примера общий вид одного из вариантов конструкции ЯЭУ второго поколения представлен на рис. 6.1 [115].
Основными компонентами термоэмиссионной ЯЭУ второго поколения являются реакторный блок, содержащий ТРП с обеспечивающими системами и теневую радиационную защиту (РЗ); холодильник-излучатель (ХИ), панели которого закреплены на балках
системы развертывания; система отодвижения, обеспечивающая
оптимальное удаление реактора от радиационно чувствительного
комплекса КА.
Для того чтобы разместиться под обтекателем ракеты-носителя,
ЯЭУ выводится на промежуточную орбиту со сложенными панелями ХИ. После выхода на РБО секции ХИ развертываются и он
приводится в рабочее положение. Одновременно с помощью раз243
a)
b)
с)
Рис. 6.1. Космическая термоэмиссионная ЯЭУ второго поколения:
a) реакторный блок; b) – ЯЭУ в целом, включая ХИ и систему отодвижения;
с) ЯЭУ перед запуском со сложенными панелями ХИ
244
движных ферм происходит отодвижения реакторного блока от КА
для того, чтобы снизить радиационное воздействие работающего
реактора на аппаратуру КА до допустимого уровня. После этих
операций производится запуск ЯЭУ.
Важным обстоятельством при выборе типа основного энергоисточника для КА ближайшей перспективы являются массогабаритные ограничения, накладываемые на параметры КА в стартовом
положении со стороны существующих или разрабатываемых в
настоящее время средств доставки КА на промежуточную орбиту,
на которой ЯЭУ может быть запущена. Проектные исследования,
выполненные для ряда задач в привязке к ракетам-носителям
«Союз-2», «Протон-М», «Ангара» и «Русь», показали приемлемое
согласование их возможностей с космическими аппаратами, содержащими в качестве энергоисточника ЯЭУ соответствующей
мощности, тогда как при использовании солнечных энергоустановок с реальными на ближайшую перспективу характеристиками
фотоэлектрических преобразователей положительные результаты
получены не были.Для коммерческих информационных КА, где
требуется длительный ресурс функционирования (15 и более лет), в
Ракетно-космической корпорации (РКК) «Энергия» была предложена комбинированная термоэмиссионно-термоэлектрическая ЯЭУ
[116]. Комбинация термоэмиссионного и термоэлектрического способов преобразования тепловой энергии в электрическую в одной
ЯЭУ обеспечивает компактность и малую удельную массу энергоустановки, свойственные термоэмиссионным ЯЭУ, и одновременно
возможность обеспечения длительного (15–20 лет) ресурса работы,
свойственного термоэлектрическим генераторам (ТЭГ). Генерируемая ТРП электрическая мощность (~150 кВт) используется
для питания ЭРДУ, а генерируемая ТЭГ (~ 40 кВт) – для питания
энергоемкой функциональной аппаратуры КА. Источником тепловой энергии, подводимой к «горячим» спаям ТЭГ, является высокотемпературный жидкометаллический (литиевый) контур термоэмиссионной ЯЭУ. ТЭГ расположен за теневой радиационной
защитой ТРП и работает в режиме длительного функционирования.
Такая комбинированная двухрежимная ЯЭУ с ресурсом в режиме максимальной мощности в 2 года и с ресурсом в режиме пони245
женной мощности в 10–13 лет может обеспечить, например, исследовательские миссии к Плутону и в пояс Койпера.
6.2. Термоэмиссионная космическая ЯЭУ на основе
литий-ниобиевой технологии субмегаваттного класса
для межорбитального буксира «Геркулес»
Исследования по использованию ядерной энергетики в космических электроракетных двигательных установках в составе
межорбитальных буксиров (МБ) были начаты в Ракетно-космической корпорации (РКК) «Энергия» (тогда ОКБ-1) в конце 1950-х
гг. при поддержке С.П. Королева одновременно с проведением работ по межпланетным экспедиционным кораблям. Руководителем
работ по космическим ЯЭУ и электроракетрым установкам (ЭРДУ) большой мощности С.П. Королев назначает одного из
ближайших своих соратников М.В. Мельникова.
Результаты сравнительного анализа выполненных проектов ЯЭУ с различными
схемами преобразования тепловой энергии
в электрическую (паротурбинного, газотурбинного и термоэмиссионного) показали преимущества ЯЭУ с термоэмиссионным
реактором-преобразователем
М.В. Мельников
(ТРП), что определило выбор термоэмиссионной ЯЭУ большой мощности в качестве источника электроэнергии для МБ, а также и энергоемких КА по следующим причинам:
● простота тепловой и электрической схемы;
● отсутствие движущихся частей и, следовательно, повышенный уровень надежности;
● отсутствие чувствительности к единичным точечным отказам;
● относительно простой запуск и останов, возможность многократного запуска, отсутствие временных ограничений между повторными запусками, возможность запуска ЯЭУ без затрат электроэнергии;
246
● более высокая, по сравнению с другими ЯЭУ, температура отвода тепла, непреобразованного в термодинамическом цикле, и,
соответственно, более компактный холодильник-излучатель (ХИ);
● потенциальные возможности по повышению КПД, удельных
энергетических характеристик и нижней температуры термодинамического цикла ТЭП и, следовательно, снижению удельной массы
и габаритов ЯЭУ.
В качестве источника тепла и электроэнергии был выбран ТРП
на быстрых нейтронах с замедляющим отражателем. Основные
преимущества такого реактора:
● практически не чувствителен к выбору материалов активной
зоны, что обеспечивает высокие плотности электрической мощности, повышенный КПД и позволяет создать долгоресурсный ЭГК;
● за счет использования одного и того же материала (ниобия) в
качестве коллектора и конструкционного материала системы охлаждения температура ХИ может быть повышена на 250–300С по
сравнению с ЯЭУ второго поколения на основе конструкционных
жаропрочных сплавов группы железа, что позволяет существенно
снизить массогабаритные характеристики ХИ;
● может иметь отрицательные температурный и мощностной
коэффициенты реактивности, что является одним из важнейших
факторов обеспечения ядерной безопасности ЯЭУ.
В качестве теплоносителя выбран практически не активируемый
изотоп литий-7, а в качестве конструкционного материала реактора
и системы охлаждения – отечественный ниобиевый сплав НбЦУ.
В соответствии с Постановлениями Правительства СССР с конца 1970-х гг. начала разрабатываться космическая ЯЭУ 11Б97 электрической мощностью 500–600 кВт и ресурсом 16000 часов для
межорбитального буксира 17Ф11 «Геркулес», выводимого на
опорную орбиту высотой 200 км с помощью или орбитального корабля «Буран» или ракеты-носителя «Протон», в качестве универсального электротранспортного средства для решения целевых задач в околоземном пространстве (рис. 6.2) [117].
247
Рис. 6.2. Компоновочная схема ЯЭУ для межорбитального буксира
«Геркулес»: 1 – блок генераторов пара цезия и системы удаления газообразных
продуктов деления модулей; 2 – ТРП модульной схемы; 3 – многослойная
радиационная защита; 4 – сильноточная шина; 5 – многоканальный МГД-насос
с общей магнитной системой всех модулей; 6 – трубопровод литиевой системы
охлаждения на входе в модуль ТРП; 7 – опорная ферма; 8 – трубопровод
литиевой системы охлаждения на выходе из модуля ТРП; 9 – теплообменник
литий-натрий зоны испарения тепловой трубы; 10 – силовой преобразовательный
блок; 11 – опорное кольцо (раздвижнаяферма полезной нагрузки не показана);
12 – зона конденсации тепловых труб ХИ
Были развернуты работы по созданию производственнотехнологических и стендово-испытательных баз, заложены основы
промышленного производства полуфабрикатов из тугоплавких металлов (ниобий, вольфрам), высокотемпературных электроизоляционных, проводниковых и магнитных материалов. В РКК «Энергия» и смежных организациях были созданы уникальные материаловедческие, технологические, производственные и экспериментально-испытательные базы.
В РКК «Энергия» в кооперации с организациями атомной отрасли, прежде всего с ФЭИ, были разработаны технические предложения по созданию космической термоэмиссионной ЯЭУ с электрической мощностью 550 кВт (1982 г.) и ядерного электроракетного МБ «Геркулес» (1987 г.). Рассматривался также двухцелевой
вариант системы в виде транспортно-энергетического модуля
248
(ТЭМ): доставка тяжелого КА на ГСО (и другие энергоемкие орбиты) при мощности 550 кВт и работа в режиме пониженной мощности на уровне 50–150 кВт в течение трех–пяти лет [117].
Компоновочная схема ЯЭУ для МБ «Геркулес» приведена на
рис. 6.2. В состав ЯЭУ входят следующие основные системы:
● термоэмиссионный реактор-преобразователь (ТРП), в котором
непосредственно идет процесс преобразования тепловой энергии
ядерной реакции в электроэнергию (выходное напряжение ~120 В);
● теневая радиационная защита, предназначенная для экранировки полезной нагрузки и радиационно-чувствительного оборудования самой ЯЭУ и МБ от нейтронного потока и потока жесткого
гамма-излучения из активной зоны ТРП;
● система охлаждения ЯЭУ, обеспечивающая отвод непреобразованного в термодинамическом цикле тепла из реактора в окружающее космическое пространство;
● пусковая система ЯЭУ, предназначенная для обеспечения
плавления теплоносителя в контуре основной системы охлаждения
при первом и повторных запусках ЯЭУ, а также для расхолаживания реактора при его выключении;
● система электроснабжения, преобразующая электрическую
мощность постоянного тока, вырабатываемую ТРП, с целью обеспечения требуемых параметров электропитания основного потребителя – электроракетной двигательной установки (ЭРДУ), бортовых систем МБ, а также ряда собственных потребителей ЯЭУ
(электромагнитных насосов системы охлаждения, системы автоматического управления и др.);
● система автоматического управления ЯЭУ;
● система обеспечения теплового режима (тепловые экраны,
защищающие чувствительные к высоким температурам элементы
ЯЭУ).
Предусматриваются следующие режимы работы ЯЭУ: хранение; выведение на орбиту в заглушенном состоянии; включение на
орбите; работа на номинальном, обычно максимальном уровне
электрической мощности (для обеспечения питания ЭРДУ); работа
на пониженном уровне электрической мощности (при необходимости, например, для обеспечения питания функциональной аппаратуры полезной нагрузки); работа на минимально возможном
249
уровне для обеспечения энергопитания служебной аппаратуры
ЭРДУ и МБ в целом (при необходимости); многократное выключение и повторное включение (при необходимости); кратковременная
работа на максимальном или пониженном уровне мощности для
увода ракетно-космического комплекса с ЯЭДУ на орбиту длительного захоронения (например, гелиоцентрическую орбиту);
плановое выключение; расхолаживание.
Особенностью ЯЭУ «Геркулес» является модульное построение
ТРП и всей ЯЭУ. Модульная схема ТРП и системы охлаждения
ЯЭУ, предложенная в РКК «Энергия», является в конкретно складывающихся условиях разработки наиболее рациональным решением проблемы создания мощной космической ЯЭУ [113]. Сущность модульной схемы состоит в том, что составляющие активную
зону реактора ЭГК размещаются в нескольких герметичных ниобиевых корпусах-пакетах (например, 12 пакетов для ЯЭУ электрической мощностью 150 кВт или 19 пакетов для ЯЭУ мощностью 300
кВт), каждый из которых имеет независимую литиевую систему
охлаждения. Основные преимущества модульной схемы:
● на стадии изготовления ЯЭУ – обеспечение высоких уровней
серийности изготовления и статистического подтверждения
надежности, возможность создания рационального резерва и комплектации изделия из оптимальной выборки модулей, что обеспечивает значительное повышение надежности, снижает риск брака
на завершающих стадиях изготовления активной зоны ТРП и ЯЭУ
в целом;
● на стадии отработки – возможность полномасштабной отработки энергетической системы ЯЭУ при существующих производственных условиях и экспериментальной базе.
Существует принципиальная возможность обеспечить независимость отказов в системе охлаждения модулей и тем самым значительно повысить живучесть и надежность ЯЭУ как источника
электроэнергии.
Увеличение электрической мощности ЯЭУ до определенного
предела (по-видимому, 1–6 МВт) также может происходить преемственно, путем количественного увеличения числа отработанных
унифицированных модулей.
250
Основные характеристики наиболее компактной 19-модульной
ЯЭУ с жестким ХИ приведены в табл. 6.2 [117].
Таблица 6.2
Основные характеристики 19-модульной ЯЭУ МБ «Геркулес»
Генерируемая в ТРП электрическая мощность, кВт
Полезная мощность у потребителя, кВт:
– на номинальном режиме (питание ЭРДУ)
– в режиме длительного энергоснабжения
Ресурс, лет:
– на номинальном режиме
– в режиме длительного энергоснабжения
Максимальный диаметр, м
Длина, м
Полная масса ЯЭУ, кг
Удельная масса, кг/кВтЭЛ
670
550–600
100–150
2
5
3,8
14,6
6900
13
К концу 80-х годов состояние разработки термоэмиссионной
ЯЭУ по литий-ниобиевой технологии характеризовалось созданием
необходимой номенклатуры высокотемпературных материалов и
завершением поэлементной отработки узлов и агрегатов из этих
материалов при рабочих температурах на ресурс до 2-х лет с прогнозируемым по этим результатам ресурсом 5–7 лет. Материалы и
основной объем разработок и испытаний был выполнен в 1970–
1980-х гг., однако, что следует подчеркнуть, ряд агрегатов был
предложен, создан и испытан в 1990-е гг., т.е. работы по мощной
ЯЭУ продолжались в РКК «Энергия» и при ограниченном бюджетном финансировании.
Состояние разработки и испытаний высокотемпературных элементов, узлов, агрегатов и модулей ЯЭУ в настоящее время может
быть охарактеризовано следующим образом [117].
Исследованы ТЭП в дуговом режиме при высокой плотности
электрической мощности (10–20 Вт/см2) и «горячем» коллекторе
(1073–1273 К) и проведены реакторные испытания многоэлементных ЭГК с наружным корпусом из ниобиевого сплава, в том числе
с литиевым подслоем, при рабочих температурах корпуса 1000–
1200 К и плотности электрической мощности 3,5–6 Вт/см2 с продолжительностью испытаний до ~1,5 лет. Прогнозируемый по ним
251
ресурс до ~7 лет, а при использовании современных достижений по
упрочнению эмиттерной оболочки – 10 лет и более.
Создан (РКК «Энергия» и ФЭИ) и исследован (ФЭИ) реактор
нулевой мощности – полномасштабный нейтронно-физический
прототип ТРП модульной конструкции. В составе восьми реакторных сборок с объемом активной зоны до 200 литров испытаны системы управления и защиты реактора, экспериментально обоснованы нейтронно-физические характеристики реактора на быстрых
нейтронах модульной конструкции, экспериментально обоснована
ядерная безопасность ТРП, в том числе при помодульной сборке и
при моделировании ситуаций, связанных с авариями ракетыносителя. Следует подчеркнуть, что реакторный стенд находится в
работоспособном состоянии и эксплуатируется по другим программам. Макеты электрогенерирующих пакетов в ФЭИ сохранены, а нейтронно-физический прототип ТРП мощностью 500–1000
МВтЭЛ может быть собран и испытан. Освоено изготовление из ниобиевого сплава агрегатов системы охлаждения ЯЭУ.
Созданный ранее экспериментально обоснованный, в том числе
при реакторных испытаниях, технологический и научно-технический задел по термоэмиссионной ЯЭУ для МБ «Геркулес», а
также полученные в последние 20 лет новые знания и проведенные
проектно-конструкторские и технологические разработки в ведущих организациях России (РКК «Энергия», ГНЦ РФ-ФЭИ, НПО
«Красная Звезда», НИИ НПО «Луч», НИЦ «Курчатовский институт» и др.) в совокупности позволяют прогнозировать повышение
ресурса ЯЭУ с ТРП на быстрых нейтронах электрической мощностью от 150–200 до 500–1000 кВт с обоснованных пяти лет до 10–
15 лет.
Критическим звеном с точки зрения ресурса является создание
самого напряженного узла – многоэлементного ЭГК, причем одним
из основных ресурсоопределяющих процессов является распухание
ядерного топлива (UO2) с последующей деформацией эмиттерной
оболочки. В РКК «Энергия» обеспечение ресурса при повышенной
плотности теплового потока достигалось организованным выводом
газообразных продуктов деления из топливно-эмиттерного узла
через газоотводное устройство в виде трубки с жиклером и уменьшением объемной доли UO2 в сердечнике до 70% и менее, что при
252
температуре эмиттера не менее 2000 К обеспечивало распухание
UO2 с повышенной скоростью ползучести (за счет температуры)
внутрь центральной газовой поры (пустоты) сердечника и, соответственно, отсутствие деформации эмиттерной оболочки.
Для ресурса ЭГК 10 лет и более необходимо было снизить скорость ползучести материала эмиттерной оболочки и увеличить скорость ползучести UO2. Эта задача была решена за последние 20–25
лет в НИИ НПО «Луч», где была создана технология легирования
монокристалла вольфрама ниобием. Достигнутая к настоящему
времени степень легирования в 2,5% (массовых) обеспечила снижение скорости ползучести сплава относительно использованного
ранее монокристалла вольфрама на четыре–пять порядков. Использование такой упрочненной эмиттерной оболочки в сочетании с
созданным модифицированным «мягким» диоксидом урана позволяет полностью снять проблему деформации эмиттерной оболочки
за счет газового распухания топливного сердечника, т.е. обеспечить по этому фактору ресурс в 15 лет и более.
В целом современный уровень готовности для создания космической ЯЭУ с ТРП на быстрых нейтронах и литий-ниобиевой системой охлаждения с электрической мощностью от 120–200 до
500–1000 кВт и ресурсом 10 лет может быть оценен как достаточно
высокий. Результаты технологических и экспериментальных работ,
испытаний узлов, сборок и модулей позволяют сделать вывод об
обоснованности проектных энергомассовых характеристик термоэмиссионной ЯЭУ на базе литий-ниобиевой технологии для МБ
типа «Геркулес» электрической мощностью 150–500 кВт и более, а
также возможности достаточно надежного прогнозирования характеристик ЯЭУ большей мощности.
6.3. Термоэмиссионные космические ЯЭУ
мегаваттного класса
Модульная конструкция базовой термоэмиссионной ЯЭУ «Геркулес» электрической мощностью 500–600 кВт позволяет на основе
практически унифицированной конструкции модулей создать ЯЭУ
как меньшей, так и большей мощности. Так, ЯЭУ меньшей мощности, вплоть до 150 кВт, может быть создана за счет уменьшения
253
количества модулей (с 19 до 12) и некоторого снижения удельных
электрических характеристик. Проектная проработка ЯЭУ такой
мощности была выполнена в РКК «Энергия» в связи с возможностью запуска КА, оснащенного ЯЭДУ, с использованием одного
пуска РН грузоподъемностью класса «Протон-М» и «Ангара-А5».
Такие установки могут обеспечить эффективное решение ряда перспективных задач в околоземном космосе, в том числе на коммерческой основе, в интересах информационного обеспечения, связи,
решения экологических проблем, а также создание энергоемких
КА для исследования дальнего космоса.
Увеличение мощности электрической мощности термоэмиссионной ЯЭУ до 1–6 МВтэл может быть достигнуто как за счет увеличения количества модулей, так и за счет повышения удельных тепловых и электрических характеристик разработанной базовой ЯЭУ
для МБ «Геркулес».
Так, ЯЭУ полезной электрической мощностью 1,0–1,2 МВт, являющейся, например, оптимальной для многоразового лунного МБ
для обслуживания грузовых перевозок в программе освоения Луны
[118], может быть построена различным образом при сохранении
общей схемы и принципиальных решений путем варьирования
числа модулей, средней плотности генерируемой в ТРП электрической мощности, а также увеличением нижней температуры термодинамического цикла.
Таблица 6.3
Проектные параметры перспективных высокотемпературных
термоэмиссионных ЯЭУ большой мощности
Электрическая
мощность ЯЭУ,
МВт
0,15–0,20
0,5–0,6
1,2–1,3
4,0–6,0
Масса
ЯЭУ,
тонн
4,5–5,2
6,9
9,0
26,3
Удельная
масса,
кг/кВт
30–35
11,5
7,24
5,26
Габариты
Длина,
Макс.
м
диметр, м
7,0
3,7
14,6
3,8
18,8
4,0
31,5
5,5(9,25)*
* – в сложенном и рабочем положении соответственно.
254
Рис. 6.3. Конструктивная схема термоэмиссионной ЯЭУ электрической
мощностью 4–6 МВт
В табл. 6.3 приведены характеристики четырех вариантов предлагаемого РКК «Энергия» типоразмерного ряда термоэмиссионной
ЯЭУ (по технологии ЯЭУ для МБ «Геркулес») электрической
мощностью от 0,15–0,2 МВт до 4–6 МВт. На рис. 6.3 представлена
возможная конструктивная схема ЯЭУ мощностью 4–6 МВтЭЛ.
6.4. Ядерные энергодвигательные установки мегаваттного
класса с машинным преобразованием энергии
28 октября 2009 г. на заседании Комиссии при Президенте РФ
по модернизации и технологическому развитию экономики России
был официально утвержден новый российский проект «Создание
транспортно-энергетического модуля на основе ядерной энергодвигательной установки мегаваттного класса» [119]. Основные цели проекта сформулированы следующим образом.
● Обеспечение лидирующих позиций в создании высокоэффективных энергетических комплексов космического назначения.
● Освоение новых инновационных технологий в обеспечение
развития отечественной промышленности, в том числе технологии
255
создания высокотемпературного компактного газоохлаждаемого
реактора, высокоплотного топлива на основе температуростойких
композиций урана и жаропрочных конструкционных материалов.
Необходимым условием реализации этого проекта стала кооперация многих отечественных организаций. Госзаказчиками проекта
являются Роскосмос и Росатом. Генеральный конструктор транспортно-энергетического модуля – РКК «Энергия» им. С.П. Королева, научный руководитель проекта – ФГУП «Исследовательский
центр им. М.В. Келдыша», головной разработчик реакторной установки – ОАО «НИКИЭТ», соисполнители – ФГУП «НИИ НПО
«Луч», ФГУП «ГНЦ РФ–ФЭИ», НИЦ «Курчатовский институт» и
ряд других.
Транспортно-энергетический модуль (ТЭМ) должен решать
следующие основные задачи:
– доставка космических аппаратов (КА) на геостационарную орбиту (ГСО) или другие высокие околоземные орбиты;
– доставка КА в точки либрации системы «Земля-Луна»;
– доставка КА на окололунную орбиту;
– энергоснабжение аппаратуры КА в точках доставки;
– выполнение работ по очистке околоземных орбит, включая ГСО,
от неработающих спутников и космического мусора;
– транспортно-энергетическое обеспечение экспедиции на Марс и
ряд других задач.
Реализация указанных задач обеспечивается ядерной энергодвигательной установкой (ЯЭДУ), состоящей из ЯЭУ (источника электроэнергии) и маршевой электроракетной двигательной установки
(ЭРДУ). Предполагается, что в режиме космического буксира универсальный многоразовый ТЭМ с помощью маршевой ЭРДУ выполняет полет по доставке КА (полезной нагрузки) с радиационно
безопасной орбиты (РБО) базирования высотой 800–900 км в
точку назначения (например, ГСО), оставляет его там и возвращается обратно на РБО за следующим КА. Запас рабочего тела для
ЭРДУ и топлива для выполнения каждого такого рейса доставляется к ТЭМ вместе с КА отдельным пуском с Земли ракеты-носителя
(РН) на химическом топливе («Протон», «Ангара-А5», «Русь-М» и
др.).
256
Таким образом, ТЭМ является беспилотным космическим буксиром, который функционирует в автоматическом режиме после
поступления команды и программы полета из центра управления
полетом (ЦУП). Длительность функционирования ТЭМ в космосе
– до 10-ти лет. В течение этого времени должны производиться
многократные выходы на энергетический режим. Длительность
одного энергетического режима – до 180-ти дней.
В настоящее время проектный облик и основные характеристики ТЭМ еще окончательно не определились, так как проект находится в стадии разработки. Один из возможных вариантов общего
вида ТЭМ показан на рис. 6.4. В состав ТЭМ входит ЯЭУ, включающая в себя газоохлаждаемый ядерный реактор на быстрых
нейтронах, теневую радиационную защиту, машинную систему
преобразования тепловой энергии реактора в электрическую (СПЭ)
и систему отвода непреобразованного в термодинамическом цикле
тепла (СОТ) на основе панельных или капельных ХИ. ЯЭУ электрической мощностью около 1 МВт предназначена для снабжения
электроэнергией маршевой ЭРДУ и других потребителей в составе
ТЭМ, включая КА (модуль полезной нагрузки).
Рис. 6.4. Общий вид транспортно-энергетического модуля мегаваттного класса
257
ЭРДУ состоит из десяти основных и двух резервных модулей
электроракетных двигателей (ЭРД), сгруппированных в блоки и
расположенных на специальных балках. Каждый единичный модуль ЭРД имеет мощность около 100 кВт и использует в качестве
рабочего тела ксенон, запас которого находится в блоке расходуемых компонентов. Общая мощность ЭРДУ – 1 МВт, тяга – 7–9 кгс,
удельный импульс – 1400–1700 с. При работе ТЭМ в режиме космического буксира маршевая ЭРДУ обеспечивает перевод ТЭМ с
орбиты базирования на ГСО или другие высокие околоземные орбиты и возврат его на РБО.
Помимо маршевой ЭРДУ в состав ТЭМ входят блоки жидкостных ракетных двигателей (ЖРД), предназначенные для совершения
маневров по переводу ТЭМ с низкой опорной орбиты высотой 200–
300 км, на которую он выводится с Земли ракетой-носителем, на
орбиту базирования и для коррекции положения ТЭМ в пространстве. Топливо для ЖРД также находится в блоке расходуемых компонентов.
В состав ТЭМ входят также солнечные батареи и аккумуляторы.
Суммарная площадь солнечных батарей составляет 24 м2. Мощность, вырабатываемая солнечными батареями, не менее 3,2 кВт. В
целях поддержания максимальной освещенности солнечные батареи выполнены поворотными.
Предварительные проектные оценки показывают, что после вывода ТЭМ ракетой-носителем на опорную орбиту высотой 200 км
его полная масса будет составлять примерно 23,8 т, в том числе
ЯЭУ – не более 9 т и ЭРДУ – до 2 т. Для доставки его на РБО высотой 800 км с помощью ЖРД потребуется около трех тонн химического топлива. Запасы рабочего тела (ксенона) для ЭРДУ в емкостях ТЭМ составят около трех тонн. Такой запас рабочего тела является минимальным для возвращения ТЭМ без полезной нагрузки
с ГСО на РБО.
Как видно из рис. 6.4, все элементы конструкции ТЭМ расположены вокруг центральной раздвижной балки. При запуске с Земли
центральная балка, а также панели ХИ, балки ЭРДУ, ЖРД и солнечных батарей, находятся в сложенном состоянии, что позволяет
разместить ТЭМ под обтекателем ракеты-носителя. После выхода
ТЭМ на монтажную орбиту центральная балка раздвигается, ото258
двигая ядерный реактор на необходимое расстояние от КА для того, чтобы обеспечить приемлемые радиационные условия для аппаратуры КА. Одновременно развертываются панели ХИ и балки
ЭРДУ и ЖРД.
Основные проектные характеристики ядерной энергодвигательной установки ТЭМ:
● газоохлаждаемый реактор на быстрых нейтронах;
● загрузка урана ~ 200 кг (обогащение по U235 – 90–96%);
● тепловая мощность реактора – до 3,5 МВт;
● электрическая мощность – до 1,0 МВт;
● теплоноситель – (гелий + ксенон);
● рабочее давление теплоносителя – 3–4 МПа;
● максимальная температура теплоносителя (на выходе из реактора) – до 1500 К;
● температура отвода непреобразованного тепла – 320–330 К;
● КПД преобразования тепловой энергии в электрическую до 34%;
● ресурс – не менее десяти лет.
В ЯЭУ используется машинная система преобразования тепловой энергии реактора в электрическую на основе газотурбинного
цикла Брайтона с одним промежуточным подогревом в регенераторе. Газовый теплоноситель (смесь гелия и ксенона) нагревается в
реакторе и поступает в турбину, на валу которой также находятся
компрессор и электрогенератор. После турбины газ поступает в
регенератор, где отдает часть тепла на подогрев относительно более холодного газа, нагнетаемого компрессором в реактор. Далее
газ поступает в теплообменник, где отдает оставшееся тепло теплоносителю, циркулирующему через ХИ, с поверхности которого
оно излучается в космос. После теплообменника холодный газ поступает на вход компрессора, который нагнетает его (с промежуточным подогревом в регенераторе) обратно в реактор.
259
Система преобразования энергии ЯЭУ ТЭМ содержит четыре
ГТУ электрической мощностью по 250 кВт каждая. Горячий газ
после реактора поступает параллельно по трубопроводам на каждую ГТУ. Все ГТУ автономны и могут работать как вместе, так и
по отдельности. Один из возможных вариантов компоновки энергоблока ЯЭДУ (реакторная установка и четыре ГТУ) показан на
рис. 6.5.
Рис. 6.5. Компоновка энергоблока ЯЭДУ ТЭМ
Для достижения достаточно высокого КПД газотурбинного
цикла (30–35%) необходимо максимально увеличивать верхнюю
температуру цикла Тмакс (температуру входа газа в турбину) и снижать нижнюю температуру цикла Тмин (температуру отвода непреобразованного тепла). Как уже указывалось, в данном проекте выбраны Тмакс ≈ 1500 К (ограничена стойкостью материала лопаток
турбины) и Тмин ≈ 320 К. В случае использования в ХИ традиционных радиаторов панельного типа столь низкая Тмин приводит к достаточно большой суммарной площади поверхности радиаторов, а
значит, значительным размерам и массе ХИ ЯЭУ ТЭМ. Так длина
такого ХИ может достигать 65–75 м, а площадь поверхности –
1100–1400 м2.
260
В этой связи особую актуальность приобретают исследования,
направленные на решение проблемы интенсификации отвода тепла
в космосе. Наибольший интерес как способ теплоотвода представляет использование в космических ЯЭУ радиационно охлаждаемых
потоков монодисперсных капель жидкости (капельный холодильник-излучатель). Принципиальная схема капельного ХИ показана
на рис. 6.6.
Рис. 6.6. Схема капельного ХИ для космических ЯЭУ
Рабочим телом в таких излучательных системах служат вязкие
жидкости, в частности, кремний-органические радиационно стойкие жидкости, обладающие низким давлением насыщенных паров
и хорошей излучательной способностью. Для получения монодисперсных частиц применяется принцип вынужденного капиллярного
распада струй. При создании определенных условий поток жидкости распадается на одинаковые капли с высокой степенью однородности [120].
Создание капельного ХИ позволяет существенно улучшить массогабаритные характеристики энергоустановок космических аппаратов, повысить их надежность, ресурс и безопасность. Так,
например, в рассматриваемом ТЭМ холодильник-излучатель ЯЭУ
должен сбрасывать в космос около 3 МВт непреобразованного тепла, и использование ХИ капельного типа позволило бы снизить его
массу примерно на три тонны [120].
261
В Исследовательском центре им. М.В. Келдыша разработана
конструктивная схема замкнутого контура капельного ХИ, обеспечивающего запуск, останов, повторные запуски, оптимальные
энергетические характеристики процесса. Разработаны конструкции двух типов заборников капель и на основании анализа результатов эксперимента на орбитальной станции «Мир» модернизирована конструкция генератора капель.
В соответствии с планами создания этой установки к 2015 г.
должен быть изготовлен наземный прототип энергоблока и начаться его ресурсные испытания. К 2018 г. должен быть изготовлен
энергоблок для комплектации ЯЭДУ в составе ТЭМ. [120].
В заключение отметим, что в проекте ТЭМ закладываются решения, обеспечивающие последующее создание целого ряда ядерных электроракетных буксиров с электрической мощностью 1–
1,5 МВт, 6 МВт и 24 МВт на основе ЯЭУ единичной электрической
мощностью 1–1,5 МВт и 6 МВт для использования в околоземной,
марсианской и лунной программах. Необходимость такого ряда
показана в «Сценарии развития пилотируемой космонавтики до
2040 г.», разработанного в РКК «Энергия» им. С.П. Королева.
6.5. Сравнительный анализ термоэмиссионной и
газотурбинной схем преобразования тепловой энергии
в электрическую в космических ЯЭУ
Сравнительный анализ различных схем преобразования тепловой энергии в электрическую является необходимым этапом концептуального проектирования космических ЯЭУ. В настоящее
время данная проблема приобрела особую актуальность, в том числе для нашей страны, что обусловлено следующими причинами.
● Совершенствование элементной базы ведет к изменению основных технических характеристик ЯЭУ различных типов, что может
сказаться на приоритетах в критериях сравнения различных схем.
● Изменение задач, стоящих перед космической техникой, и соответственно, эволюция технических требований к КА, а именно,
возрастание требований к электрической мощности, ресурсу и
надежности бортового источника электроэнергии для КА. Данное
обстоятельство может не только оказать влияние на требуемые ха262
рактеристики ЯЭУ, но и качественно повлиять на выбор типа преобразователя энергии в силу изменения значимости тех или иных
критериев сравнения.
● Бурное развитие альтернативных бортовых источников энергии
КА, в частности, резкий рост в 90-е годы ХХ века характеристик
солнечных преобразователей и буферных аккумуляторных батарей,
что, безусловно, ведет к неизбежному повышению уровня мощности области рационального применения ЯЭУ в околоземном пространстве и внутренних областях Солнечной системы, т.е. в тех
задачах, в которых использования ЯЭУ является безальтернативным.
● Открытием новых национальных государственных программ по
развитию космической ядерной энергетики, в частности, программы «Прометей» в США [121] и программы по созданию транспортно-энергетического модуля на основе ядерной энергодвигательной установки мегаваттного класса в России [119].
В связи с указанными причинами целесообразно провести комплексный сравнительный анализ различных схем преобразования
тепловой энергии в электрическую с учетом новых условий. Однако в данной главе приводятся результаты качественного сравнительного анализа только термоэмиссионной и газотурбинной схем
преобразования энергии, ориентированного на текущее состояние
разработок в нашей стране и выбор приоритетов в направлениях
ОКР в области космических ЯЭУ.
Очевидно, что критерии сравнения различных схем должны вырабатываться, исходя из целевого назначения ЯЭУ. Во введении
дан перечень задач, которые, по оценкам экспертов, являются актуальными и технически реализуемыми в период до 2030 г. и для решения которых целесообразно привлечение ЯЭУ. Из него следует,
что для России на первом этапе актуальной является задача создания ЯЭУ электрической мощностью до 1000 кВт, способной обеспечить электроснабжение ТЭМ в транспортном режиме в течение
0,5–1 года с дальнейшим длительным режимом электроснабжения
систем КА на пониженной мощности (от нескольких десятков до
100–150 кВт) продолжительностью 5–15 лет [122].
Перечень задач определяет диапазон электрической мощности
ЯЭУ, требуемый ресурс, а в ряде случаев, накладывает ограниче263
ние на удельную массу (так, например, по оценке американских
специалистов удельная масса ЯЭУ КА JIMO не должна превосходить 40 кг/кВт [123]). Однако, помимо указанных параметров, в
связи с ограничениями, накладываемыми технологической базой,
существующими РН, динамикой КА, наземной испытательной базой, требованиями безопасности, экономическими факторами и др.,
при выборе облика ЯЭУ должен учитываться целый комплекс характеристик. Этот комплекс включает в себя удельную массу, габариты, ресурс, надежность, степень технической готовности, стоимость и сроки разработки, потенциал развития, возможность повторного запуска и регулирования мощности, параметры тока, совместимость с различными типами электроракетных двигателей и
ряд других характеристик.
Проведем сравнительный анализ термоэмиссионной и газотурбинной схем по различным критериям.
Удельная масса. Критерием удельной массы космической ЯЭУ
называется отношение ее полной массы к генерируемой электрической мощности и имеет размерность кг/кВт. Приводимые разработчиками космических ЯЭУ характерные значения оценок удельной массы космических ЯЭУ ближайшей перспективы с электрической мощностью 100–1000 кВт как для газотурбинных, так и для
термоэмиссионных схем преобразования лежат в диапазоне от 10
до 50 кг/кВт, что удовлетворяет современным требованиям к ТЭМ
для тяжелых геостационарных КА, но, скорее всего, недостаточно
для решения задач по исследованию дальнего космоса.
Данные по термоэмиссионным системам более достоверны, поскольку проектные проработки базируются на большом объеме
экспериментов и опыте разработки ЯЭУ первого поколения.
Соответственно, можно ожидать, что удельная масса газотурбинных ЯЭУ в процессе проектной проработки может возрасти (не
столько за счет преобразователя, сколько за счет системы отвода
тепла и вспомогательных систем).
Габариты. Вторым, не менее важным, критерием сравнения
ЯЭУ различных схем являются габариты. Компактность ЯЭУ,
наряду со способностью функционировать при любой ориентации
КА, а также на теневых участках орбиты, является одним из важнейших их преимуществ перед солнечными энергоустановками при
264
решении задач, когда возможно использование обоих типов источников. Габариты ЯЭУ, особенно для установок большой электрической мощности (более 50 кВт), будут оказывать решающее влияние на возможность наземной отработки, выведения и развертывания, а также динамику КА.
Габариты космических ЯЭУ определяются, в первую очередь,
габаритами ХИ. Площадь ХИ зависит от величины сбрасываемой
тепловой мощности и эффективной температуры поверхности Тэф.
В силу закона закона Стефана-Больцмана (Т4эф) второй параметр
является более важным. Именно по этой причине, несмотря на существенно больший КПД, ЯЭУ с газотурбинным преобразователем
будет обладать ХИ, площадь и масса которого многократно превосходят эти параметры для ХИ термоэмиссионной ЯЭУ аналогичной электрической мощности.
Полный системный КПД проектируемых ЯЭУ с газотурбинным
преобразователем оценивается величиной 20–30% [6]. В наземных
испытаниях продемонстрирован КПД газотурбинного преобразователя на уровне 29%. Термоэмиссионная ЯЭУ ближайшей перспективы, созданная по литий-ниобиевой технологии, будет иметь КПД
10–12% (продемонстрирован в наземных испытаниях). Таким образом, в ближайшей перспективе КПД газотурбинной ЯЭУ может
превосходить КПД термоэмиссионной более чем в 2 раза. Однако в
проектах газотурбинных ЯЭУ ближайшего будущего (например,
для КА JIMO [123] и др.) приводится сравнительно невысокая температура газа перед турбиной (1100–1200 К) и, соответственно,
низкая температура ХИ (около 400 К). Поэтому эти ХИ имеют
большую площадь (для газотурбинной ЯЭУ мощностью 100 кВтэл
площадь двустороннего ХИ около 170 м2 ). Для термоэмиссионных
ЯЭУ, выполненных по литий-ниобиевой технологии, характерны
Тэф ХИ на уровне 1100 К. При этом ЯЭУ мощностью 100 кВтэл будет иметь ХИ с эффективной площадью всего 15–17 м2, т.е. на порядок меньшей, чем газотурбинная.
Большие габариты ХИ многократно увеличивают вероятность
метеорного пробоя трубопроводов с теплоносителем, осложняют
размещение ЯЭУ под головными обтекателями существующих РН,
а также осложняют наземную отработку крупногабаритной космической ЯЭУ в целом.
265
Для диапазона мощностей 100–150 кВтэл малая площадь ХИ
термоэмиссионной ЯЭУ позволяет провести ее наземные ядерноэнергетические испытания в штатной компоновке, например, на
испытательном комплексе ГНЦ РФ-ФЭИ, использовавшемся при
отработке ЯЭУ «Топаз». Данное обстоятельство является принципиально важным, поскольку наземная отработка полномасштабного прототипа и штатной установки является одним из краеугольных камней в обеспечении надежности космической ЯЭУ .
Малая площадь ХИ термоэмиссионной ЯЭУ позволяет разместить КА с ЯЭУ электрической мощностью в сотни киловатт под
обтекателями тяжелых РН «Протон» и «Ангара». При этом во многих случаях ХИ термоэмиссионной ЯЭУ может быть выполнен
жестким, в то время как у газотурбинной ЯЭУ он неминуемо будет
иметь раскладывающуюся конструкцию. Это снижает надежность
системы охлаждения и осложняет процедуру развертывания энергоустановки в космосе.
Существенна и проблема компоновки КА с ЯЭУ. В состав КА
может входить полезная нагрузка, включающая в себя складные
антенны большой площади, а также система терморегулирования с
собственным крупногабаритным низкотемпературным ХИ. Размещение этих конструкций под обтекателем РН вместе с большим
раскладывающимся ХИ газотурбинной ЯЭУ может оказаться невозможным.
Важным преимуществом высокотемпературной системы охлаждения термоэмиссионной ЯЭУ является возможность использования натриевых тепловых труб, поскольку в отличие от трубчаторебристых ХИ газотурбинных установок с жидким или газообразным теплоносителем метеорные пробои отдельных тепловых труб
не ведут к резкому снижению эффективности всей системы. Повреждение же трубопроводов ХИ газотурбинной установки влечет
за собой потерю теплоносителя и необходимость секционирования
ХИ с введением резервных секций, что может значительно увеличить площадь ХИ для длительных космических миссий (особенно к
внешним планетам).
Преимущества высокотемпературных систем охлаждения становятся особенно значимыми при переходе к ЯЭУ с мультимегаваттным уровнем электрической мощности. В этом случае площадь
266
низкотемпературного ( 400 К) ХИ огромна и может достигать
значений десятков тысяч квадратных метров. Очевидно, что в этом
случае использование ЯЭУ становится просто нецелесообразным
за исключением, может быть, полетов к дальним планетам. Для ХИ
такой площади проблема развертывания становится практически
неразрешимой, резко усложняется задача обеспечения надежности.
Должна также возрасти удельная масса ХИ, поскольку с ростом
размеров излучателя растет протяженность трактов теплоносителя,
а с ней – гидравлические потери. Следовательно, требуется увеличение давления в магистралях и соответственно толщины стенок
трубопроводов. Возрастет также и потребление электроэнергии на
собственные нужды ЯЭУ (прокачку теплоносителя). Указанная
проблема может быть решена только переходом на более высокий
температурный уровень сброса тепла (500–600 К). При этом площадь ХИ остается большой (тысячи квадратных метров), но все же
может быть сокращена почти на порядок. Однако при этом снижается системный КПД, и для частичной компенсации данного эффекта необходимо увеличить температуру на входе в турбину до
1500–2000 К. Это ведет к повышению температуры ядерного топлива реактора, переходу на использование тугоплавких материалов
или керамики в конструкции трактов теплоносителя и турбины, что
потребует длительной отработки. При этом могут возникнуть проблемы с обеспечением заданного ресурса и надежности.
Необходимо также отметить, что для обеспечения сравнительно
небольшой массы ХИ при его высокой площади в газотурбинной
схеме требуется привлечение передовых технологий, таких как панели из углерод-углеродного композиционного материала или использование ХИ капельного типа [120].
Следует подчеркнуть, что для космических газотурбинных
установок специфической (и в ряде случаев критической) является
проблема теплоотвода в космосе.
Обеспечение требуемого ресурса и надежности. Для термоэмиссионных ЯЭУ экспериментально (в том числе в ходе летноконструкторских испытаний ЯЭУ первого поколения) подтвержден
ресурс 1–2 года. На основании текущих экспериментальных данных с высокой степенью надежности может быть гарантирован ре267
сурс до 3–5 лет. Для дальнейшего увеличения ресурса до 10-ти лет
и более требуются дополнительные экспериментальные исследования, в первую очередь, материаловедческие.
Необходимо отметить, что в настоящий момент практически
решена одна из основных проблем для обеспечения большого ресурса термоэмиссионных ЯЭУ – проблема распухания ядерного
топлива. Основные усилия должны быть сосредоточены на выборе
оптимальных рабочих температур эмиттера и коллектора, что, в
сочетании с мерами по обеспечению стабильности эмиссионных
характеристик и элементного состава эмиттера, должно резко снизить интенсивность процесса массопереноса с эмиттера на коллектор. Кроме того, для обеспечения ресурса более пяти–семи лет требуется переход на новые изоляционные материалы (I2O3 или Sc2O3
вместо Al2О3), обладающие меньшей чувствительностью к излучению реактора.
Достигнутый ресурс уже достаточен для решения следующих
транспортных задач: обеспечение транспортировки КА на ГСО,
марсианская экспедиция, транспортные операции в рамках лунной
программы. Длительный период функционирования на пониженной электрической мощности (более 7–10 лет) может обеспечиваться с помощью двухрежимных установок с дополнительными
вынесенными (термоэлектрическими или термоэмиссионными)
преобразователями.
Для космических ЯЭУ с замкнутыми газотурбинными установками (ЗГТУ) длительный ресурс обосновывается положительным
опытом эксплуатации наземных систем в авиации, морском флоте
и других областях, а также результатами наземных испытаний прототипов космических ЗГТУ. Однако объем проведенных испытаний пока сравнительно невелик (и относится к установкам малой
мощности), что требует дальнейшей тщательной наземной отработки. Результатом эксперимента с четырьмя прототипами космических замкнутых газотурбинных преобразователей мощностью 10
кВтэл в рамках программы BRU (США) является наработка более
40000 ч. Наземные ГТУ работают многие годы, однако для них
возможно техническое обслуживание. Кроме того, температура на
входе в турбокомпрессор, как правило, ниже той, что предполагается использовать в космических ЗГТУ. В процессе длительной
268
(7–10 лет) работы при высокой температуре могут проявиться неизвестные в настоящий момент явления, например, связанные с
ползучестью материала лопаток турбины. В любом случае требуется проведение многолетних наземных испытаний прототипов космических ЗГТУ с мощностью в сотни киловатт. Следует отметить,
что в настоящий момент в значительной мере решена одна из
наиболее существенных проблем, связанных с ЗГТУ, – проблема
высоконадежных, обладающих высоким ресурсом, подшипников с
газовой и магнитной подвесками вала. При отработке газотурбинных преобразователей заметным преимуществом является наличие
широкой области задач наземного применения, что дает возможность отработать часть критически важных элементов технологии
при разработке наземных ГТУ, например, при создании вспомогательных силовых установок для авиации.
Существенным очевидным преимуществом термоэмиссионных
ЯЭУ является отсутствие движущихся частей и принципиальная
нечувствительность (в отличие от газотурбинных ЯЭУ) к единичным точечным отказам, что повышает надежность системы в целом. Термоэмиссионный реактор-преобразователь содержит сотни
последовательно-параллельно соединенных электрогенерирующих
элементов (ЭГЭ) и допускает выход из строя как отдельных ЭГЭ,
так и целых ЭГК. В газотурбинной установке возможны многочисленные отказы (повреждение лопаток турбины, поломка подшипниковых узлов и т. п.), приводящие к выходу из строя всей установки либо ее модуля. В этой связи рассматриваются космические
ЗГТУ, включающие в свой состав запасные модули преобразователей.
Как уже отмечалось выше, надежность системы охлаждения газотурбинной ЯЭУ будет меньше, чем надежность термоэмиссионной по следующим причинам: 1) использование крупногабаритного
складного ХИ, развертывание которого может сопровождаться отказами; 2) большая вероятность метеорного пробоя трубопроводов
крупногабаритного ХИ; 3) использование трубчато-оребренного
ХИ вместо холодильника-излучателя на базе высокотемпературных
тепловых труб (капельный ХИ в настоящее время практически не
отработан).
269
Одним из ограничивающих факторов для использования термоэмиссионных ЯЭУ, выполненных по литий-ниобиевой технологии, является чувствительность ниобиевого сплава к взаимодействию с кислородом. Однако данная проблема отсутствует для всех
перечисленных выше задач, за исключением напланетной установки для Марса, в разряженной атмосфере которого содержится
0,13% кислорода. Однако напланетная установка для Марса в любом случае должна защищаться специальным кожухом от взаимодействия с запыленной атмосферой планеты.
Модульность и масштабируемость ЯЭУ. Принципиальной
особенностью термоэмиссионной ЯЭУ является модульность, т.е.
требуемая мощность ЯЭУ может быть получена путем размещения
в активной зоне реактора необходимого числа унифицированных
ЭГК. Это позволяет путем экспериментальной отработки отдельного ЭГК и модуля в целом в значительной мере отработать целый
ряд ТРП и ЯЭУ различной мощности.
Газотурбинная ЯЭУ также может включать в себя несколько
стандартных модулей турбогенератора-компрессора, однако реактор ЯЭУ является единым для всех модулей. В этой связи для ЯЭУ
различной мощности требуется создание различных реакторов.
Важным фактором при оценке потенциальных возможностей
преобразователей энергии является масштабируемость – возможность создания на базе единой технологии установок широкого
спектра электрической мощности (от десятков киловатт до десятков мегаватт) с улучшением энергомассовых характеристик при
повышении уровня мощности. В некоторых публикациях утверждается, что газотурбинные преобразователи обладают свойством
масштабируемости, а большинство статических – нет (утверждается, что их масса возрастает линейно в зависимости от мощности).
Это совершенно неверно в отношении ТРП. Во-первых, на базе
единой термоэмиссионной технологии (более того, на базе ЭГК
одного типа) могут быть созданы установки в очень широком диапазоне электрической мощности – от нескольких киловатт до мультимегаваттного уровня. Во-вторых, удельная масса термоэмиссионных ЯЭУ существенно снижается с ростом мощности. Так,
удельная масса термоэмиссионных ЯЭУ, выполненных на базе
уже существующей технологии, при уровне мощности электри270
ческой 100–500 кВт оценивается величиной 30–50 кг/кВт, а проектная оценка удельной массы мультимегаваттных ЯЭУ – 5–
8 кг/кВт (с возможностью снижения в будущем до 3–4 кг/кВт).
Степень технической готовности, стоимость и сроки разработки. Как американские, так и российские разработчики оценивают реальные сроки создания ЯЭУ ближайшей перспективы мощностью 100–500 кВт как минимум в 8–10 лет. При этом американские специалисты подразумевают ЯЭУ либо с машинным преобразователем (ГТУ или двигатель Стирлинга), либо термоэлектрическим генератором (типа проекта SP-100), а российские специалисты ориентируются на задел, созданный по термоэмиссионным
ЯЭУ. И сроки, и стоимость напрямую зависят от существующего
задела, наличия специалистов, сложившейся кооперации, наземной
испытательной базы.
В России все перечисленные условия созданы и в настоящее
время существуют для термоэмиссионной ЯЭУ, в то время как для
создания газотурбинной ЯЭУ потребуется формирование новой
кооперации и создание новой наземной испытательной базы при
весьма скромном, по сравнению с термоэмиссией, начальном
уровне разработки. В США имеет место обратная ситуация.
Параметры вырабатываемой электрической мощности и
совместимость с различными типами электроракетных двигателей. Генератор газотурбинной ЯЭУ является источником переменного тока, величина напряжения которого может быть выбрана.
В ряде работ приводятся значения напряжения в тысячи и даже десять тысяч вольт. Выработка энергии в виде переменного электрического тока высокого напряжения позволяет снизить массу кабельной сети и облегчает процесс преобразования тока для различных потребителей на борту. Полностью отказаться от преобразователей тока, по-видимому, не представляется возможным, поскольку
на борту могут присутствовать различные потребители, с разными
требуемыми уровнями напряжения, частотой тока и т. п. Тем не
менее, масса системы преобразования тока и распределения электроэнергии должна быть меньше, чем в случае постоянного тока
низкого напряжения, имеющем место в термоэмиссионных ЯЭУ.
Термоэмиссионные ЯЭУ являются низковольтными источниками постоянного тока с выходным напряжением ~120 В. Соответ271
ственно, для ЯЭУ большой мощности характерны большие величины тока. Это может привести к увеличению массы кабельной
сети, если ее протяженность велика. Кроме того, может оказаться
относительно высокой и масса электрических преобразователей
напряжения. Этот фактор особенно важен для ТЭМ, в состав которых могут входить высоковольтные потребители – ЭРДУ различных типов (на основе стационарных плазменных двигателей, двигателей с анодным слоем, ионных двигателей и др.), требующие
напряжения от сотен до тысяч вольт.
Тем не менее, следует отметить, что ведутся работы по созданию достаточно легких (2 кг/кВт) высокотемпературных полупроводниковых преобразователей тока для космических ЯЭУ, а также
преобразователей на основе газоплазменной электроники. Это позволит снизить массу электрических преобразователей. Масса кабельной сети может быть снижена выбором рациональной компоновки КА, например, размещением основных потребителей электрической мощности (ЭРДУ) в непосредственной близости от ЯЭУ.
Как уже было отмечено, достоинством ЗГТП является высокий
уровень напряжения вырабатываемой электроэнергии, что делает
ЯЭУ с ЗГТП легко совместимой с высоковольтными ЭРДУ, например, ионными двигателями, которые уже широко используются в
США, и предполагались для установки на борт КА JIMO. К основным достоинствам ионных двигателей относятся высокий удельный импульс и высокий КПД. Высокий КПД ЭРДУ при прочих
равных условиях позволяет снизить потребную мощность ЯЭУ и,
следовательно, ее массу. Вместе с тем необходимо отметить, что
использование ионных двигателей целесообразно далеко не для
всех задач. Выбор типа двигателя будет определяться величиной
оптимального удельного импульса для данной транспортной задачи, а также потребной величиной тяги. При выполнении транспортных операций в околоземном пространстве, особенно при
наличии жестких ограничений на время выведения КА, оптимальная величина удельного импульса (соответствующая максимуму
доставляемой полезной нагрузки) может быть невелика (1500–2000
c). В этом случае применение ионных двигателей нецелесообразно.
Могут быть использованы стационарные плазменные двигатели
(СПД) или двигатели с анодным слоем (ДАС), для которых при
272
указанных значениях удельного импульса характерны напряжения
в сотни вольт. Кроме того, при транспортировке больших грузов
(доставка тяжелых КА на ГСО, окололунную орбиту, марсианская
экспедиция) может оказаться оптимальным использование торцевых сильноточных ЭРД, которые идеально совместимы с термоэмиссионными ЯЭУ по уровню напряжения и могут быть размещены вблизи ТРП.
Проблема запуска. Для космической термоэмиссионной ЯЭУ,
как и любого другого типа ЯЭУ с жидкометаллической системой
охлаждения, существует проблема запуска в связи с необходимостью расплавления теплоносителя. В термоэмиссионных ЯЭУ первого поколения данная проблема решалась предварительным
нагревом Na-K-эвтектики (температура плавления – 11°С) еще на
Земле. Запуск установки осуществлялся в течение нескольких часов после выведения на рабочую орбиту, и теплоноситель не успевал замерзнуть. Для термоэмиссионных ЯЭУ второго поколения,
для которых должна существовать возможность запуска спустя
длительное время после выведения на околоземную орбиту, и особенно для ЯЭУ с литиевым теплоносителем (температура плавления +180°С), должна быть разработана специальная система запуска и соответствующая процедура. С этой целью в РКК «Энергия»
была предложена специальная система запуска, включающая высокотемпературную литиевую тепловую трубу, прототип которой
был изготовлен и испытан. Пусковая тепловая труба отводит тепло
реактора к теплоносителю основного контура системы охлаждения,
обеспечивая плавление лития. Время, необходимое для плавления
теплоносителя и запуска ЯЭУ, составляет два–четыре часа. Данная
система способна также обеспечить и повторный запуск ЯЭУ, поэтому затвердевание теплоносителя после выключения реактора не
является критическим фактором для перезапуска установки.
Для ЗГТУ, если в качестве теплоносителя используется смесь
инертных газов, данной проблемы не существует.
Потенциал развития. Снижение удельной массы до 15–20
кг/кВт для ЯЭУ мощностью 100–500 кВтэл и до 3–4 кг/кВт для ЯЭУ
мегаваттного класса является первостепенной задачей развития
обеих схем преобразования. Для термоэмиссионной схемы эта цель
может быть достигнута за счет повышения КПД преобразователя и
273
повышения нижней температуры термодинамического цикла (температуры коллектора), например за счет перехода с разрядного режима работы ТЭП на кнудсеновский режим с экспериментально
достигнутым в настоящее время КПД 20–25% и оптимальной температурой коллектора 1400–1500 К. Разработанная в РКК «Энергия» литий-ниобиевая система охлаждения позволяет реализовать
эти температуры.
Для усовершенствования газотурбинной схемы необходимо
снижение всех видов потерь в преобразователе, увеличение температуры на входе в турбину (с 1100–1200 до 1500–2000 К), использование сверхлегкой конструкции ХИ (3–6 кг/м2 на первом этапе и
1,5–3 кг/м2 в более отдаленной перспективе).
Важная особенность технологии ЗГТУ – наличие широкой сферы применения за пределами космических задач и, соответственно,
существование мощной промышленной базы (особенно в США).
Термоэмиссия, в первую очередь, связана с разработкой космических ЯЭУ и не обладает столь мощной промышленной базой, хотя
системная замкнутая технология таких ЯЭУ не только сохранена в
кооперации предприятий Росатома и Роскосмоса, но и используется в текущих НИОКР по государственным программам.
Выводы. Результаты сравнительного анализа показывают, что
термоэмиссионная схема преобразования энергии имеет преимущество перед газотурбинной, с точки зрения как минимизации массы и габаритов ЯЭУ, так и надежности при заданном ресурсе.
С точки зрения сокращения сроков и затрат на разработку космических ЯЭУ нового поколения в условиях современной России
термоэмиссионная схема преобразования представляется более
предпочтительной по сравнению с газотурбинной. При этом термоэмиссионная схема преобразования обладает значительным потенциалом для улучшения характеристик ЯЭУ – увеличения системного КПД и ресурса работы, дальнейшего снижения площади
холодильника-излучателя.
Вместе с тем, применение термоэмиссионной схемы преобразования осложняется проблемой обеспечения длительного ресурса
(пять и более лет), решение которой в настоящий момент возможно
путем использования двухрежимной схемы с вынесенными термоэлектрическими или термоэмиссионными преобразователями (со
274
снижением генерируемой электрической мощности) либо двухреакторной схемы c последовательным включением. Для обеспечения более длительного ресурса в обычной схеме требуется проведение дальнейших исследований как в области физики рабочего
процесса преобразования энергии, так и материаловедения.
Замкнутый газотурбинный преобразователь потенциально мог
бы обеспечить длительный ресурс, однако требуется проведение
дальнейших испытаний наземных прототипов для выявления возможных проблем, которые могут возникнуть при длительной эксплуатации с учетом высокой температуры теплоносителя на входе
в турбину.
275
Глава 7.
ПЕРСПЕКТИВЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ЯЭУ И ЯДЕРНЫХ
ЭНЕРГОДВИГАТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК ДЛЯ ОСВОЕНИЯ
КОСМОСА
7.1. Радиолокационный КА для круглосуточного
всепогодного контроля территории, акватории мирового
океана и воздушного пространства
Одним из актуальных применений ядерной энергетики, в том
числе с большим коммерческим потенциалом, является задача
обеспечения всепогодного круглосуточного оперативного высокодетального радиолокационного наблюдения обширных районов
земной поверхности. При этом область применения радиолокационных методов зондирования в ближайшей перспективе будет
неуклонно расширяться, что обусловлено такими уникальными их
свойствами, как
● независимость наблюдения от погодных условий освещения;
● уникальная чувствительность к неровностям поверхности (рельеф местности, конфигурация растительного покрова, океанические
волны и т.п.);
● чувствительность к содержанию воды в земном покрове (сельскохозяйственных культурах, почве, снегах и т.п.);
● возможность осуществления подповерхностного зондирования
(поиск линз подземных вод, обнаружение очагов земных пожаров,
определение профилей влажности почв и т.п.).
Основным преимуществом радиолокационных методов по сравнению с методами в оптическом диапазоне является независимость
от метеоусловий и освещенности, что чрезвычайно важно для различных оперативных целей. Поэтому первое применение ЯЭУ было в составе советского низколетящего радиолокационного КА
«УС-А» морской разведки и целеуказания. КА «УС-А» с термоэлектрической ЯЭУ «Бук» с 1970 г. запускались с космодрома Байконур РН «Циклон» на орбиты, близкие к круговым, с наклонением
65о и высотой 250–370 км. Запуски низкоорбитальных КА серии
«УС-А» с ЯЭУ «Бук» решили чрезвычайно важную в то время
стратегическую задачу – обеспечение контроля за кораблями и
276
авианесущими соединениями США и НАТО в акватории мирового
океана.
Параллельно с серийным производством и эксплуатацией КА
«УС-А» коллективом КБ «Арсенал» проводились работы по его
модернизации, направленные на кардинальное улучшение технических характеристик и увеличение срока активного существования
до 300 суток. Результатом модернизации стало создание во второй
половине 1980-х гг. КА двухстороннего радиолокационного обзора
«УС-АМ» (рис. 7.1). Применение локатора двухстороннего обзора
позволило существенно расширить возможности КА с точки зрения целевого применения.
Рис. 7.1. Космический аппарат двухстороннего радиолокационного обзора
УС-АМ с ядерной энергетической установкой «Бук»
В настоящее время ряд социально-экономических, научных и
коммерческих задач также могут быть решены только в условиях
оперативного получения информации, и радиолокационные системы с мощной бортовой энергетикой могут стать единственно приемлемыми для их решения.
Разработка радиолокаторов с синтезированной апертурой позволяет получать радиолокационные изображения с высоким разрешением при использовании антенн относительно небольших
размеров. Это может обеспечить решение с помощью космических
средств следующих задач:
– наблюдение районов с контролем строительства сооружений, состояния транспортных магистралей, перемещения техники и т.п.;
– наблюдение за надводной обстановкой в морских акваториях,
включая районы морского пиратства, в районах портов, обнаруже277
ние и распознавание надводных кораблей, в том числе для обнаружения и документирования морского браконьерства;
– оперативное картографирование труднодоступных районов,
уточнение и обновление топографических карт.
Среди научных, социально-экономических и коммерческих задач, эффективно решаемых с применением радиолокаторов с синтезированной апертурой, можно выделить следующие:
– картографирование районов в интересах геологии, экологии,
сельского и лесного хозяйства, землепользования, архитектуры,
дорожного строительства;
– наблюдение районов стихийных бедствий, экологических катастроф, террористических актов;
– контроль ледовой обстановки в интересах судовождения;
– исследование океанических процессов, влияющих на жизнедеятельность человека (приливы, штормовые нагоны, загрязнения и т.п.);
– контроль зон рыболовства;
– контроль нефте- и газопроводов, линий электропередач, оросительных каналов с целью выявления мест аварий и повреждений,
несанкционированного подключения.
Если антенное устройство радиолокаторов с синтезированной
апертурой позволяет сформировать луч, направленный вертикально вниз, то обеспечивается организация высокометрического режима для подспутникового зондирования, что даст возможность
дополнительно решить следующие задачи:
– уточнение профиля земного геоида;
– наблюдения за изменением уровня Мирового океана;
– оценка масштабов приливных явлений;
– измерение толщины ледников в Антарктиде;
– оценка уровня паводковых вод в водоемах.
Использование сканирующей по углу антенной системы дает
возможность в дополнение к активному радиолокационному обзору реализовать пассивный радиометрический режим, который позволит вести измерение температуры морской поверхности и суши.
Применение стереометрического и интерферометрического методов радиолокации обеспечит получение трехмерных изображений,
с высокой точностью отражающих рельеф поверхности Земли.
278
Задачи, которые могут быть решены с использованием радиолокационного зондирования, не ограничиваются приведенным перечнем. Опыт показывает, что такой перечень имеет тенденцию к расширению по мере совершенствования средств обработки радиолокационной информации, программно-методического обеспечения и
приобретения навыков в интерпретации радиолокационных изображений.
Глобальность наблюдений может быть обеспечена только с использованием средств космического базирования. В то же время
обеспечение высокой периодичности, а тем более непрерывности
наблюдений с помощью низкоорбитальных космических средств,
использующих солнечные энергоустановки, является серьезной
проблемой, связанной с необходимостью развертывания космической системы, состоящей из большого числа (до нескольких десятков) КА, что обусловливает высокую стоимость создания и большие расходы по эксплуатации такой системы, делает ее экономически неэффективной.
В связи с этим рассматривается возможность создания радиолокационных средств высокого разрешения, базирующихся на высокоорбитальных КА, с которых возможно длительное наблюдение
определенных районов Земли.
Повышение производительности бортового радиолокатора,
снижение стоимости информации без ущерба для ее качества и повышение оперативности требуют увеличения высоты рабочей орбиты КА – носителя зондирующей аппаратуры. Это, в свою очередь, требует повышения подводимой электрической мощности,
значение которой пропорционально высоте орбиты в третьей степени при сохранении размеров антенн КА и второй – при пропорциональном их увеличении. Улучшение пространственного разрешения также требует повышения уровня электрической мощности
во второй степени.
Платформа с ЯЭУ электрической мощностью от 50 до 500 кВт в
составе многофункционального КА с мощным радиолокатором на
борту удовлетворяет современным требованиям к таким КА.
Внешний вид перспективного КА наблюдения с термоэмиссионной
энергоустановкой типа ЯЭУ-25М представлен на рис. 7.2.
279
Рис. 7.2. Перспективный КА радиолокационного наблюдения с ЯЭУ
мощностью 25–50 кВт
Подобный многофункциональный КА с мощным радиолокатором может быть использован для решении таких задач, как контроль несанкционированного пересечения транспортными и другими средствами сухопутных и морских границ; пресечение с целеуказанием и документированием несанкционированного лова
морепродуктов в территориальных водах страны; обеспечение работоспособности аэродромов с разрушенной инфраструктурой в
результате стихийных бедствий и террористических актов; пресечение пиратства и наркотрафика.
Особо следует подчеркнуть, что эти услуги на коммерческой
основе могут быть предоставлены другим странам, международным организациям и отдельным корпорациям.
7.2. Тяжелые телекоммуникационные аппараты глобальной
космической связи
В начале 2000-х гг. в РКК «Энергия» были выполнены исследования и проектные разработки системы глобальной космической
280
связи, экономически конкурентоспособной с дешевой сотовой связью, что предполагалось достичь переносом «телефонной станции»
с Земли в космос. Целесообразность разработки была вызвана также такими обстоятельствами, как практически полное заполнение
ГСО работающими и пассивными КА; исчерпание частотного ресурса; положительный опыт создания и коммерческого использования информационных геостационарных спутников серии
«Ямал», при создании платформы которых новые технические решения составили 95%, что только и позволило таким КА стать конкурентоспособными на мировом рынке космических услуг. С учетом быстрого морального старения функциональной аппаратуры
таких КА для обеспечения конкурентоспособности на мировом
рынке телекоммуникационных услуг предполагалась замена модулей с технологическим связным оборудованием или всего КА примерно через каждые семь лет. Это требование позволяло ввести
этапность создания системы из трех–четырех тяжелых многофункциональных КА на ГСО с наращиванием потребляемой ими электрической мощности. Были спроектированы КА на основе солнечных батарей мощностью 30 и 80 кВт. На 3-м этапе планировалось
использование в качестве источника электроэнергии космической
двухрежимной термоэмиссионной ЯЭУ мощностью 400 кВтэл с ресурсом до одного года в транспортном режиме и 150–180 кВт в режиме длительного функционирования (не менее 10–15 лет) для
электроснабжения аппаратуры информационного КА суммарной
массой на ГСО до 20 тонн.
Мировой рынок коммерческих космических услуг в 2010 г. оценивался примерно в $ 300 млрд., причем доля России в коммерческих услугах оставалась ничтожно малой, составляя около 0,5%. Создание рассматриваемой глобальной системы с использованием ЯЭУ
может позволить занять до 5% мирового коммерческого рынка.
Следует отметить, что в рамках научно-технического сотрудничества концептуальные проекты такой ЯЭУ были выполнены не
только в РКК «Энергия», но и в ФГУП «Красная Звезда» и ГНЦ
РФ-ФЭИ.
281
7.3. Многоразовый буксир для обеспечения больших
грузопотоков в космосе
Наша страна в настоящее время занимает около 40% мирового
рынка коммерческих транспортных услуг по обеспечению запуска
КА в космос. Новые технологии, в том числе основанные на использовании ЯЭУ и ЭРДУ, могут позволить снизить удельную стоимость космической транспортировки, увеличить в несколько раз
массу неделимых грузов и к 2020 г. не только сохранить мировое
лидерство в обеспечении коммерческих пусковых услуг, но и довести эту долю до 60%.
Одним из важнейших способов повышения эффективности
транспортных операций в космосе является многоразовое использование элементов транспортной системы. Ядерные ЭРДУ
(ЯЭРДУ) мощностью не менее 500 кВт позволяют создать многоразовый межорбитальный буксир (ММБ) и тем самым значительно
повысить эффективность многозвенной космической транспортной
системы. Особенно эффективна такая система в программе обеспечения больших годовых грузопотоков, какой может стать программа освоения Луны с созданием и обслуживанием постоянно наращиваемой обитаемой базы и экспериментальными технологическими и производственными комплексами. Возможность создания
обитаемых лунных баз, помимо нашей страны, рассматривается в
США, Европе, Китае, Индии. Эти программы также будут характеризоваться необходимостью транспортировки относительно больших неделимых грузов. По проектным проработкам РКК «Энергия» при строительстве базы на поверхность Луны должны доставляться модули массой порядка 10 т. Суммарный годовой грузопоток, который может быть обеспечен ММБ на основе ЯЭРДУ, оценивается величиной 100–300 т/год.
Следует отметить, что проектные исследования по доставке грузов с помощью ММБ на основе ЯЭРДУ являются многопараметрической задачей, позволяющей достаточно широко варьировать параметры транспортных операций, в том числе при наличии ограничений, например, заданной электрической мощности ЯЭУ или допустимого времени транспортировки. Это связано с возможностью
выбора ЭРДУ в широком диапазоне удельного импульса (обычно
282
от 1000 до 7000 с) или создания ЭРДУ с регулируемым удельным
импульсом и, соответственно, тягой. В свою очередь это позволяет
создать и начать эксплуатацию ММБ с ЯЭРДУ разрабатываемой в
настоящее время электрической мощности.
На рис. 7.3 приведена взаимозависимость продолжительности
перелета с орбиты Земли высотой 800 км на орбиту Луны высотой
100 км, максимальной массы полезного груза (ПГ), доставляемого
за один рейс ММБ с ЯЭРДУ, и необходимой электрической мощности ЯЭУ [125].
Рис. 7.3. Взаимозависимость продолжительности перелета (Т1) с орбиты
Земли высотой 800 км на орбиту Луны высотой 100 км, максимальной массы
ПГ (mПГmax), доставляемого за один рейс ММБ с ЯЭРДУ, и соответствующей
ей мощности ЯЭУ (NЯЭУ)
Отметим, что примерно такая же эффективность использования
ММБ на основе ЯЭРДУ достигается и в задаче обеспечения серийного грузопотока на ГСО в точки либрации Земля-Луна и другие
энергоемкие орбиты.
Рассмотрим технико-экономическую эффективность использования ММБ с ЯЭРДУ для обеспечения грузовых перевозок в космосе.
Как уже было отмечено выше, одним из важнейших способов
повышения эффективности транспортных операций в космосе яв283
ляется многоразовое использование элементов транспортной системы. ЯЭРДУ позволяет создать ММБ и, тем самым, повысить
эффективность многозвенной космической транспортной системы.
В качестве критерия технической эффективности ММБ целесообразно использовать значение суммарной массы полезного груза
(ПГ), доставляемого ММБ в течение всего срока эксплуатации буксира, определяемого ресурсом ЯЭУ, а в качестве экономической
целесообразности создания транспортной системы с ММБ – удельную стоимость транспортировки единицы массы ПГ с поверхности
Земли на орбиту назначения.
Основными ограничениями при использовании транспортной
системы с ММБ на основе ЯЭРДУ являются следующие:
– ресурс ЯЭУ (на начальном этапе эксплуатации можно принять
5 лет с последующим доведением до 7–10 и более лет) и ресурс
ЭРДУ (экспериментально обоснован – 1 год, в процессе доводки –
3 и более лет);
– схема формирования транспортного комплекса (одним пуском
РН, двух и более пусковые схемы);
– высота монтажно-сборочной орбиты (РБО высотой не ниже
800 км).
Достижение максимальной эффективности транспортной системы достигается за счет оптимального согласования параметров
всех систем ММБ для выполнения транспортной задачи с большими годовыми грузопотоками.
Оптимизации параметров ММБ по критерию максимума суммарной массы ПГ на целевой орбите включают определение оптимальных значений двух условно независимых параметров – продолжительности перелета на целевую орбиту и уровня электрической мощности ЯЭУ. Оптимальные значения этих параметров позволяют определить значения удельного импульса и тяги ЭРДУ,
массы ЯЭУ, ЭРДУ, рабочего тела и ПГ, продолжительности рейса,
их количество и другие параметры [125]. В результате такой оптимизации установлено наличие узкого оптимума в зависимости
суммарной массы ПГ от электрической мощности ЯЭУ и продолжительности перелета на целевую орбиту (рис. 7.4).
284
Рис. 7.4. Зависимость максимальной суммарной массы полезного груза,
доставляемого на орбиту ИСЛ за весь ресурс ЯЭУ, от электрической
мощности ЯЭУ: ○ – расчетные значения, которым соответствуют оптимальные
значения времени перелета на орбиту Луны: 1 – 354 сут; 2 – 219 сут; 3 – 181 сут;
4 – 153 сут; 5 – 152 сут; 6 – 150 сут; 7 – 147 сут; 8 – 142 сут; 9 – 156 сут;
6 – 180 сут; 7 – 360 сут; 8 – 720 сут; 9 – 1800 сут
Существенное влияние на техническую эффективность оказывает величина стартовой массы ММБ на РБО, т.е. фактически грузоподъемность используемых ракет-носителей. В таблице 7.1 приведены оптимальные параметры ММБ в широком диапазоне стартовых масс комплекса (ММБ+контейнер с ПГ).
Таким образом, одним из путей повышения эффективности
ММБ с ЯЭРДУ является увеличение стартовой массы до предельной грузоподъемности РН по доставке грузовых модулей на РБО.
Так, на примере обеспечения грузопотока между орбитами Земли и
Луны до 100 т/г показано, что при двухпусковой схеме развертывания ММБ с использованием различных РН (существующих и перспективных) оптимальным будет ММБ с ЯЭУ электрической мощностью 0,8–1,7 МВт и ЭРДУ с удельным импульсом 4250–6060 с.
При этом оптимальная продолжительность рейса составит шесть–
девять месяцев (в зависимости от типа РН).
Применение РН тяжелого класса значительно повышает эффективность использования ММБ. Так при увеличении грузоподъемности РН на РБО с 18–19 т (существующая РН Протон-М) до
285
50–51 т (перспективная РН – 60 т) суммарная масса ПГ увеличивается в 3,9 раза, продолжительность рейса уменьшается с девяти до
шести месяцев, масса ПГ за один рейс увеличивается с 9,7 до 26,3 т
или в 2,7 раза. Однако при этом увеличивается оптимальная электрическая мощность ЯЭУ с 0,8 до 1,7 МВт.
Таблица 7.1
Оптимальные значения основных параметров ММБ при различных значениях стартовой массы ММБ на РБО высотой 800 км
Оптимальные параметры ММБ
Стартовая масса, т
20
30
40
50
60
Электрическая мощность ЯЭУ, кВт
520
830
1070
1280 1610
Удельный импульс, км/с
Тяга ЭРДУ, Н
Масса ЯЭУ, т
65,3
9
7,3
53,8
18
9,0
47,6
27
10,2
47,0
32
11,2
44,3
43
12,8
Масса ЭРДУ, т
0,9
1,5
2,1
2,5
3,2
Масса системы отведения ЯЭУ, т
0,9
1,3
1,8
2,1
2,8
Масса рабочего тела, т
4,7
8,2
11,7
14,4
18,2
Продолжительность рейса, сут
325
239
211
211
189
Число рейсов
6
8
9
9
10
Масса ПГ за рейс, т
5,2
9,1
13,3
18,8
22,0
Суммарная масса ПГ, т
31,0
72,6
119,8
169
220
Масса модуля с ЯЭУ, т
8,9
11,0
12,6
14,0
16,3
Масса модуля с ЭРДУ и ПГ, т
11,1
19,0
27,4
36,0
43,7
Высокую эффективность космической транспортной системы с
использованием ММБ на основе ЯЭРДУ наглядно демонстрирует
сравнение эффективности ММБ и буксиров на основе различных
разгонных блоков (РБ) с ЖРД (ДМ-3, Бриз-М, кислородно-водородный РБ). Анализ проводился путем сравнения основных параметров ММБ – массы ПГ, доставляемого на целевую орбиту и количества пусков РН, необходимого для обеспечения заданного грузопотока [126].
286
Рис. 7.5. Результаты анализа годовой потребности в разгонных блоках и
ракетах-носителях для обеспечения годового грузопотока с орбиты Земли на
орбиту Луны в пределах 100 т/год
Показано (рис.7.5) преимущество ММБ на основе ЯЭРДУ как в
возможности доставки «неделимого» груза массой в два–три раза
большей, чем при помощи ЖРД, так и по количеству пусков РН
(снижение в 4–7 раз).
7.4. Очистка космоса от антропогенного засорения
Техногенного засорение («космический мусор») околоземного
космического пространства неуправляемыми и не полностью каталогизированными фрагментами космической техники за прошедшие 50 лет космической эры превратилось в одну из серьезных
проблем безопасности использования околоземного космического
пространства.
Актуальность необходимости очистки космоса от антропогенного «мусора» непрерывно возрастает в связи с удорожанием авто287
матических КА и планируемым, в связи с промышленным освоением космоса (в том числе Луны), существенным увеличением количества пилотируемых полетов.
Проблема борьбы с «космическим мусором» должна быть
сформулирована в достаточно категоричной форме. Если в ближайшие десятилетия не будет осуществлен переход на новые технологии эксплуатации ракетно-космической техники, то через следующие 50 лет может вообще стать вопрос о возможности осуществления космической деятельности.
В настоящее время основными мероприятиями по снижению
техногенного засорения космоса являются
 сведение к минимуму возможности разрушений КА на рабочих
орбитах;
 удаление КА с ГСО после завершения программы полета;
 удаление КА с орбиты после завершения программы полета в
области низких орбит (до 2000 км);
 ограничение высвобождения мусора при штатных операциях с
КА;
 предупреждение столкновений КА на орбите.
Очистка околоземного космоса от отработавших КА и других
крупных объектов является энергоемкой задачей и может быть
осуществлена специальными транспортными аппаратами, обладающими большим запасом характеристической скорости. Хотя, в
принципе, эта задача может решаться с использованием различных
двигательных установок, однако использование многоразовых
межорбитальных буксиров (ММБ) на основе ЯЭРДУ позволит при
одном пуске РН существенно увеличить как количество, так и суммарную массу собираемых и удаляемых крупных объектов «космического мусора».
Одной из коммерческих задач использования ММБ может быть
названо решение задачи по очистке космоса, прежде всего ГСО, от
отработавших пассивных КА. Учитывая дефицитность и дороговизну (20–50 млн. долл.) точек, где могут быть расположены новые
телекоммуникационные КА, очистка ГСО от отработавших КА
представляется выгодной коммерческой задачей. Оценки показывают, что затраты на очистку космоса от «мусора» могут достичь ≈
288
3 млрд. долл. США в год, причем Россия может занять до 25% этого рынка коммерческих услуг.
На основе космического флота из двух десятков ММБ электрической мощностью 150–200 кВт каждый может быть создана система очистки ГСО от отработавших КА, которых сейчас насчитывается более 1200. Эти КА в подавляющем большинстве занимают
орбиты высотой от 35430 до 36630 км. Характерный размер пассивных КА составляет 2–3 м, а среднее значение массы – 2,5 т.
Выполненные в РКК «Энергия» исследования показали, что для
кардинального решения проблемы по очистке ГСО от пассивных
КА целесообразно задействовать сразу три следующих модификации ММБ на основе унифицированной платформы с ЯЭУ мощностью 150 кВтэл.
ММБ первой модификации эксплуатируется на ГСО и предназначен для сбора пассивных КА. Такой ММБ оснащен оборудованием для обнаружения, захвата, установки и крепления пассивного
КА в состыкованной с ММБ грузовой платформе (ГП). Имеются
устройства как для стыковки «пустой» ГП, так и расстыковки загруженной ГП и приема новой «пустой» ГП. Таким образом, ММБ
фактически работает в режиме тральщика.
ММБ второй модификации будет обеспечивать доставку на ГСО
новых (незагруженных) ГП. Фактически это околоземной многоразовый межорбитальный буксир, специализированный для периодической доставки на ГСО серийного груза (ГП), отстыковки его и
порожнего возвращения на стартовую орбиту (800 км) за новым
грузом.
ММБ третьей модификации будет понижать высоту перицентра
ГП с собранными пассивными КА до 800 км. Фактически это также
ММБ, аналогичный второму, только у него рейс с ГСО на орбиту
800 км выполняется с грузом (ГП), а рейс обратно на ГСО – порожний.Массовые характеристики трех модификаций ММБ приведены в таблице 7.2.
Фактически рассмотренные выше три модификации МБ можно
рассматривать как устройства на базе единого «космического шасси» с энергодвигательной установкой в составе ЯЭУ, ЭРДУ и систем их сопряжения. Для решения конкретной задачи по очистке
ГСО от отработавших КА на общее для всех модификаций «шасси»
289
устанавливается специализированное оборудование, различное для
каждой модификации ММБ. Имея универсальное энергодвигательное «шасси» и возможность «навесить» на него различное оборудование, можно предложить создать на их основе целую серию КА
транспортного и транспортно-энергетического назначения для решения различных задач в околоземном космосе.
Таблица 7.2
Массовые характеристики модификаций ММБ на основе платфомы с
ЯЭУ мощностью 150 кВтэл для очистки ГСО от пассивных КА
Характеристика
Стартовая масса ММБ на
РБО высотой 800 км, кг,
в том числе масса незагруженной грузовой платформы, кг
ММБ
первой
модификации
ММБ
второй
модификации
ММБ
третьей
модификации
18730
21500
21470
3000
3000
3000
Первая модификация ММБ при замене грузовой платформы соответствующим специализированным оборудованием может быть
использована в качестве
● заправщика КА (заправка рабочим телом, например, ксеноном,
ЭРДУ для поддержания орбиты тяжелых информационных КА для
увеличения ресурса их работы);
● ремонтника КА (доставка и последующая замена вышедших из
строя или морально устаревших функциональных модулей дорогих
информационных КА);
● монтажника КА (построение тяжелых КА из доставляемых на
ГСО служебных и функциональных модулей с последующей их
сборкой);
● транспортного средства для перемещения КА из одной точки
ГСО в другую.
ММБ второй модификации может быть использован как электроракетный буксир для доставки КА или других полезных грузов
на любые орбиты. Такими задачами могут быть обеспечение уда290
ления на гелиоцентрическую орбиту контейнеров с особо опасными радиоактивными отходами атомной энергетики (космическое
захоронение радиоактивных отходов и т.п.). Особо отметим, что
такой ММБ может быть использован в качестве транспортноэнергетического средства, т.е. для доставки КА на рабочую орбиту
и последующего длительного энергообеспечения его аппаратуры.
При этом может быть обеспечена периодическая транспортировка
КА с одной орбиты на другую.
Третья модификация ММБ может быть использована для снятия
с орбиты, например, с ГСО, аварийного дорогого или уникального
КА и доставки его на орбиту, например, близкую к орбите МКС,
для выяснения причин неработоспособности, ремонта и последующего возвращения на рабочую орбиту. Близкой к этой задаче является необходимость снятия с орбиты КА после выработки ресурса или прекращения функционирования по другим причинам.
7.5. Защита Земли от астероидной и кометной опасности
В создании системы защиты Земли от столкновений с опасными
космическими объектами (астероидами и ядрами комет) рассматриваемые ЯЭУ и ЯЭРДУ могут быть использованы для решения
следующих задач.
1. Создание системы мониторинга траекторий астероидов и комет, пересекающих орбиту Земли, путем обеспечения расстановки
специальных КА на этой орбите, оснащенных оптической и радиолокационной аппаратурой для обнаружения опасных объектов, вычисления параметров их траекторий и первичных исследований их
свойств. Задача решается с использованием двухрежимной ЯЭУ
мощностью от 150 кВтэл в транспортном режиме и электроснабжением аппаратуры КА мощностью 10–20 кВт и более в течение
не менее 10 лет.
2. Испытание средств воздействия (взрыва термоядерного
устройства) на выбранном в качестве испытательного полигона
астероиде. Мощность ЯЭРДУ для доставки испытательного
устройства к астероиду-полигону зависит от массы доставляемого
полезного груза. Однако, учитывая отсутствие ограничений по
времени доставки, ЯЭРДУ мощностью 150–500 кВт может обеспе291
чить доставку к астероиду экспериментального взрывного устройства и последующую трансляцию результатов на Землю.
3. Доставка штатных средств воздействия (перехватчика массой
10–20 т) к приближающемуся к Земле опасному объекту. Установлено, что потребуется ЯЭРДУ мощностью 1–10 МВтэл для доставки
к опасному астероиду термоядерного заряда, поверхностный взрыв
которого за счет реактивной струи материала астероида отклонит
его от опасной траектории.
7.6. Лунные и планетные электростанции
С уверенностью можно говорить, что наступит и эра освоения
Солнечной системы, и первой будет Луна, а затем, возможно,
Марс. Ученые и специалисты понимают необходимость их изучения и освоения, создания автоматических и обитаемых баз с необходимой инфраструктурой, энергокомплексов, добывающих, перерабатывающих и других производств.
Освоение Луны и планет невозможно без создания нового поколения космической энергетики. Использование для планетных
электростанций традиционно применяемых в КА солнечных батарей затруднено условиями их эксплуатации. Так, на Луне 14 земных суток длится день и 14 суток – ночь, поэтому потребуются достаточно тяжелые накопители электроэнергии (на основе аккумуляторных батарей или электрохимических накопителей), доставка
больших масс, которая затруднительна и дорога. На поверхности
Марса, во-первых, плотность солнечного излучения более чем в
два раза ниже, чем в околоземном космосе, и, во-вторых, наблюдаются мощные пылевые бури.
Поэтому ключевой энергетической технологией при освоении
Солнечной системы будет ядерная энергетика. Одним из направлений этой технологии будет создание лунной и планетных атомных
электростанций (АЭС), а в более отдаленной перспективе – и атомных теплоэлектростанций (АТЭС) для добывающих и перерабатывающих комплексов. Необходимость создания АЭС с электрической мощностью в сотни киловатт подчеркивали С.П. Королев и
В.П. Глушко в предложениях по созданию обитаемой лунной базы.
292
По современным проработкам РКК «Энергия» на начальных
этапах эксплуатации лунных баз с необходимой инфраструктурой,
включая экспериментальные производственные установки, потребуется ЯЭУ мощностью не менее 100 кВтэл. По сравнению с АЭС
на Земле, к лунным и планетным АЭС предъявляются такие дополнительные требования, как жесткие ограничения по массе и габаритам (для элементов, изготовляемых на Земле и транспортируемых на Луну или планету), повышенная надежность, автоматическое или с минимальным участием космонавтов развертывание и
эксплуатация, повышенный (без ремонта) ресурс и др.
Учитывая отсутствие на Луне атмосферы, в качестве лунной
АЭС может быть использована космическая ЯЭУ мощностью от
150 кВтэл (рис. 7.6), длительное время разрабатываемая в РКК
«Энергия» применительно к межорбитальному буксиру «Геркулес».
Рис. 7.6. Лунная АЭС на основе космической ЯЭУ:
1 – ТРП в предохранительном кожухе; 2 – теневая радиационная защита
оборудования ЯЭУ; 3 – опорное кольцо; 4 – вал радиационной защиты из
лунного грунта; 5 – ХИ на основе тепловых труб; 6 – отражающие панели
293
7.7. Энергодвигательное обеспечение марсианской
экспедиции
Марсианская экспедиция также не мыслится без использования
ЯЭДУ. Разработаны концепции различных двигательных установок
для полета к Марсу марсианского экспедиционного комплекса
(МЭК) массой порядка 150 т. При использовании высокоэффективных кислородно-водородных химических двигателей потребуется
собрать на орбите Земли комплекс массой около 1500 т, а при использовании электроракетных двигателей, питаемых от ЯЭУ электрической мощностью 15–25 МВт, – масса этого комплекса может
быть снижена до 500 т. Однако ряд специалистов сомневается в
необходимости такой пилотируемой экспедиции, считая более целесообразным выполнение большого объема исследований на
предварительно созданной планетной базе с соответствующей инфраструктурой. Для этого потребуется доставка на орбиту Марса
оборудования достаточно большой массы, что может быть эффективно решено с использованием одноразовых ядерных электроракетных буксиров. Такой буксир на основе рассматриваемой термоэмиссионной ЯЭУ мощностью 500 кВтэл и ресурсом работы до
двух лет способен доставить с орбиты Земли высотой 800 км на
орбиту Марса полезный груз массой 20 т.
Таблица 7.3
Параметры одноразового буксира на основе ЯЭУ мощностью 500 кВтэл для
доставки на орбиту Марса полезного груза массой 20 т
Используемые РН
Мощность ЯЭУ, кВт
Удельный импульс ЭРДУ, с
Начальная масса, т
Масса ЯЭУ, т
Масса рабочего тела, т
Время полета, сут
Три пуска РН
грузоподъемностью
до 25 т
500
4000
53,7
12,7
19,0
690
294
Один пуск РН
грузоподъемностью
100 т
500
2000
66,4
12,7
31,7
612
В табл. 7.3 приведены параметры энергодвигательной системы
одноразового ядерного электроракетного буксира для транспортировки к Марсу полезного груза массой 20 т для двух вариантов
формирования на радиационно безопасной орбите высотой 800 км
транспортного комплекса (при начальном ускорении 0,3 мм/с2):
– по трехпусковой схеме с использованием РН грузоподъемностью
до 25-ти тонн (класса Протон-М, Ангара-А5, Русь-М);
– по однопусковой схеме с использованием РН грузоподъемностью
порядка 100 т (класса «Энергия»).
295
Глава 8.
ВОЗМОЖНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ТЕРМОЭМИССИОННЫХ ЭНЕРГОУСТАНОВОК
С ЯДЕРНЫМ И НЕЯДЕРНЫМ НАГРЕВОМ
ДЛЯ НАЗЕМНОГО ПРИМЕНЕНИЯ
До настоящего времени коммерческое использование термоэмиссионных преобразователей (ТЭП) для наземного применения сдерживается относительно низким КПД преобразования тепловой энергии в электрическую и высокими рабочими температурами электродов. Это вызывает необходимость использования дорогостоящих тугоплавких материалов (вольфрам, молибден) и
сложных технологий их обработки, что делает эти энергоустановки
весьма дорогостоящими и неприемлемыми для коммерческого использования в наземных условиях.
Вместе с тем, в последние годы достигнуты значительные успехи в создании высокоэффективных низкотемпературных ТЭП нового поколения, на основе которых мог бы быть реализован ряд
перспективных проектов термоэмиссионных энергоустановок
(ТЭУ) как с ядерным, так и с неядерным источником энергии для
наземного коммерческого использования [6].
Анализ потенциального рынка в России для ЭУ малой мощности показывает, что существует достаточно широкий круг областей
возможного применения небольших ТЭУ с неядерным источником
нагрева в системах децентрализованного электро- и теплоснабжения в отдаленных и труднодоступных районах. Одним из наиболее
перспективных направлений является «малая энергетика» ОАО
«Газпром», в которой для них существуют следующие сегменты:
■ электрогенераторы для питания станций электрохимзащиты
трубопроводов, систем телемеханики и связи магистральных газопроводов (мощность 2−5 кВт, годовая потребность 150−300 штук);
■ энергоустановки для электро- и теплоснабжения жилья линейных ремонтных бригад (5−7 кВт, годовая потребность 20−50
штук).
Другим многообещающим направлением использования термоэмиссионных ЯЭУ является создание на их основе термоэмиссионных АЭС малой мощности для снабжения теплом и электро296
энергией потребителей, расположенных в удаленных и труднодоступных регионах России, где нет развитой инфраструктуры
электро- и газоснабжения (например, районы Крайнего Севера и
Дальнего Востока). Электроснабжение таких потребителей в
настоящее время обеспечивается дизель-генераторами, а теплоснабжение – котельными. И те, и другие работают на привозном
топливе, высокая стоимость которого резко увеличивает отпускные
цены на электроэнергию и тепло. Именно этим обусловлен интерес
к АЭС малой мощности, проекты которых интенсивно разрабатываются в настоящее время. Вместе с тем, на сегодняшний день отсутствуют предложения по малым АЭС с электрической мощностью в диапазоне 1–5 МВт с коротким строительным циклом, высокой надежностью и упрощенным обслуживанием (концепция
«атомная батарейка»). Именно эту нишу могли бы занять малые
термоэмиссионные АЭС тепло- и электроснабжения.
Перспективным направлением коммерческого использования
ТЭУ могло бы быть создание на их основе малых АЭС для морских
газо- и нефтедобывающих платформ.
В этой главе приведены необходимые данные по высокоэффективным низкотемпературным ТЭП нового поколения и рассматриваются возможные направления наземного коммерческого применения этой перспективной термоэмиссионной технологии преобразования тепловой энергии в электрическую [6].
8.1. Высокоэффективный низкотемпературный ТЭП
с динамической подачей паров цезия
Для преодоления проблем, связанных с коммерческим использованием ТЭП, на протяжении последних лет был выполнен ряд
фундаментальных экспериментальных и теоретических исследований, позволивших достичь значительных практических успехов на
пути повышения КПД ТЭП и снижения рабочих температур электродов. Исследования проводились в направлении как создания
более эффективных материалов электродов, так и в направлении
поиска более эффективных технологий организации рабочего процесса ТЭП.
297
В Чалмерском технологическом университете (Швеция) в 90-х
гг. ХХ в. впервые были проведены поисковые экспериментальные
исследования по изучению характеристик ТЭП с межэлектродной
средой в виде конденсата возбужденных состояний цезия (КВСЦ)
вместо традиционной низкотемпературной цезиевой плазмы [127].
Для получения такой среды использовалась подача паров цезия в
МЭЗ через большое количество тонких отверстий в коллекторе
(далее будем называть ее динамической подачей паров цезия). При
этом на коллектор со стороны МЭЗ было нанесено тонкое углеродное покрытие. На рис. 8.1 схематически показана организация рабочего процесса в ТЭП с динамической подачей цезия (ДПЦ).
I
RH
Коллектор
Подвод
паров Cs
Эмиттер
QС
QE
МЭЗ
(КВСЦ)
Отвод
паров Cs
Тонкое
углеродное
покрытие
Рис. 8.1. Принципиальная схема ТЭП с динамической подачей паров цезия
Результаты этих исследований приведены в табл. 8.1 [127]. Из
них видно, что в ТЭП с ДПЦ удалось получить очень низкие величины барьерного индекса 1,53−1,59 эВ и за счет этого при низких
298
температурах эмиттера 1352−1359 К и плотностях тока 1,48−2,22
A/см2 достичь значений электродного КПД 28–32%.
Таблица 8.1
№
Температура
эмиттера, К
Температура
коллектора, К
Давление
паров цезия,
мм рт. ст.
Барьерный
индекс, эВ
Плотность
тока, А/см2
Напряжение,
В
Плотность
электрической
мощности,
Вт/см2
Электродный
КПД,%
Температурные режимы на электродах и основные характеристики лабораторного ТЭП в режиме динамической подачи цезия
1
1356
716
8,34
1,57
1,48
1,243
1,84
31,1
2
1352
719
8,76
1,59
1,26
1,50
1,89
32,0
3
1359
707
21.1
1,53
2,22
0,946
2,1
28,1
Отметим, что режимы работы с высоким КПД достигаются при
сравнительно низких плотностях тока (1,8–2,1 А/см2), что дает возможность существенно снизить омические потери в протяженных
электродах технических образцов ТЭП с ДПЦ, как правило, цилиндрической геометрии.
Дальнейшее развитие исследования по ТЭП с ДПЦ получили в
России в работах авторов с коллегами [128–130]. Были созданы
экспериментальные образцы высокоэффективных низкотемпературных ТЭП с электродным КПД ~ 25% и приемлемой для практических целей плотностью электрической мощности при температурах эмиттера не выше 1500 К и коллектора не выше 700 К. Это было достигнуто благодаря снижению барьерного индекса VB со значений 2,1−2,2 эВ, характерных для традиционных ТЭП, до величины VB ≈ 1,6 эВ для ТЭП с ДПЦ и наноструктурированным углеродным покрытием на коллекторе с аномально низкой работой
выхода (~ 1 эВ). Были проведены углубленные исследования закономерностей рабочего процесса в ТЭП с ДПЦ, которые существенно отличаются от таковых в традиционном ТЭП, а также была получена обширная база экспериментальных данных по вольтамперным характеристикам ТЭП этого типа.
299
Была также разработана более приемлемая для практических
применений конструкция ТЭП с ДПЦ цилиндрической геометрии с
подачей цезия к коллектору с помощью капиллярно-пористой
структуры. Существенное снижение рабочих температур электродов в ТЭП с ДПЦ позволило использовать вместо дорогостоящих
тугоплавких металлов (W, Mo) более дешевые жаростойкие сплавы, обрабатываемые по общепромышленным технологиям. Значительно упростилось решение проблемы отвода непреобразованного
тепла от коллектора ТЭП.
Разработка этой инновационной термоэмиссионной технологии
стала первым шагом на пути к созданию коммерчески приемлемых
наземных термоэмиссионных ЭУ малой мощности (как на органическом топливе, так и ядерных) с системным электрическим КПД
установки 15−20%, потенциально конкурентоспособных с турбомашинными и газопоршневыми энергоустановками. Отметим, что
по сравнению с ними термоэмиссионные ЭУ обладают таким важным преимуществом, как отсутствие движущихся частей и вибрации, что сводит к минимуму необходимость технического обслуживания, а это очень важно для энергоустановок, работающих в
автономном режиме в отдаленных и труднодоступных районах.
8.2. Автономная термоэмиссионная ЭУ на газовом топливе
(АИСТТ-5000)
Конструктивная схема и основные характеристики ЭУ
Проект термоэмиссионной энергоустановки АИСТТ-5000 разработан в ГНЦ РФ-ФЭИ и является автономным источником электроэнергии мощностью до 5 кВт (переменный ток напряжением
220 В и частотой 50 Гц) и тепловой энергии в виде горячей воды
для отопления или теплоснабжения [131]. Блок-схема установки
представлена на рис.8.2. Конструктивная схема ЭУ АИСТТ-5000
показана на рис. 8.3. Основой энергоустановки является электрогенератор, состоящий из 20-ти термоэмиссионных электрогенерирующих модулей (ТЭМ) электрической мощностью около 250 Вт
каждый, нагрев эмиттеров которых до рабочей температуры осуществляется в теплоизолированной камере сгорания (КС), работающей на газовом топливе (природный газ).
300
Автоматизированная
система управления
Аккумулятор
Газ
Камера
сгорания
Горячий
воздух
Холодный
воздух
Термоэмиссионный
электрогенератор
Продукты
сгорания
Теплообменникрекуператор
Преобразователь
электрического
тока
Тепло с коллекторов
ТЭМ
Продукты
сгорания
в атмосферу
Теплообменникутилизатор
Вода
Горячее
водоснабжение
Отопление
Электроснабжение
потребителя
Рис. 8.2. Блок-схема термоэмиссионной энергоустановки АИСТТ-5000
Все ТЭМ соединены в единую электрическую сеть и образуют
электрогенератор постоянного тока, который далее с помощью
DC/AC-преобразователя преобразуется в выходной переменный
ток необходимых напряжения и частоты. Непреобразованное тепло
отводится от коллекторов ТЭМ встроенными термосифонами в
бак-накопитель горячей воды. Для повышения эффективности использования тепла в системе нагрева ТЭМ тепло отходящих из КС
горячих топочных газов используется для подогрева подаваемого в
КС в качестве окислителя холодного атмосферного воздуха (рекуперация тепла). Важным достоинством ЭУ АИСТТ-5000 является
ее компактность (ориентировочно, высота – 0,7 м, диаметр – 0,5 м,
сухая масса – 60 кг), что позволит легко доставлять ее на место ра301
боты любым видом транспорта – железнодорожным, автомобильным или авиационным. Отметим, что на основе ТЭМ может быть
создано целое семейство термоэмиссионных энергетических установок достаточно широкого спектра мощности.
Рис. 8.3. Конструктивная схема термоэмиссионной
энергоустановки АИСТТ-5000
302
Конструктивная схема термоэмиссионного
электрогенерирующего модуля
Термоэмиссионный электрогенерирующий модуль (ТЭМ) является основным узлом ЭУ АИСТТ-5000, определяющим ее стоимостные и качественные показатели. Основные требования, предъявляемые к его конструкции: стабильность геометрических размеров, вакуумная плотность по отношению к окружающей среде, стабильность химического состава цезиевой среды, стабильность термоэмиссионных характеристик электродных материалов, стойкость
электроизоляции по отношению к рабочему напряжению, способность выдерживать теплосмены, отсутствие временной деградации
характеристик.
Конструктивно разрабатываемый ТЭМ представляет собой термоэмиссионный преобразователь тепловой энергии в электрическую цилиндрической геометрии со встроенной системой динамической подачи паров цезия в МЭЗ на основе капиллярно-пористой
структуры и системой отвода непреобразованного тепла от коллектора (термосифон) в бак-накопитель горячей воды. Конструктивная
схема модуля представлена на рис. 8.4 [131].
Основные размеры элементов конструкции ТЭМ:
- длина эмиттера (коллектора)………………………….200 мм
- наружный диаметр эмиттера…………………………...32 мм
- толщина эмиттера……………………………………..2,25 мм
- наружный диаметр стальной трубы коллектора……...25 мм
- толщина стальной трубы коллектора…………………2,5 мм
- ширина межэлектродного зазора …….……………….0,8 мм
303
Рис. 8.4. Конструктивная схема термоэмиссионного модуля с газопламенным
нагревом: 1 – зона нагрева в КС; 2 – теплоизоляция КС; 3 – корпус эмиттера;
4 – патрубок вакуумирования и заполнения цезием; 5 – узел коллектора;
6 – система удаления водорода; 7 – фланцевое соединение с холодным уплотнением; 8 – система рециркуляции паров цезия; 9 – термосифон;
10 – теплоэлектризоляция
Оптимизация энергетических характеристик ТЭМ
В отличие от лабораторного ТЭП, модуль цилиндрической геометрии имеет значительную длину электродов (200 мм) и токовыводов (от 80 до 350 мм), что при значительной величине тока
(сотни ампер) приводит к существенным потерям выходного
напряжения и электрической мощности модуля. Чтобы снизить их,
был предложен вариант двухстороннего съема тока с эмиттера, а
304
также введена коллекторная медная токосъемная шина. Это отражено в расчетной схеме ТЭМ, которая показана на рис. 8.5.
Выходное
напряжение
I = IE1 + IE2
Тепловой
поток с
эмиттера
на коллектор
I
модуля
UВ
Электр. ток
модуля
I
E
1
R
eт
Rс
к111
тк
Теплоподвод к
эмиттеру
из камеры
сгорания
Теплоовод от
коллектра
в термосифон
Коллектор
Эмиттер
Коллеторная
шина
IE2
Re
тк2 схема термоэмиссионного модуля (ТЭМ)
Рис. 8.5. Расчетная
Электросопротивления эмиттерных токовыводов обозначены на
схеме как Reтк1 и Reтк2, а коллекторного токовывода – Rстк.При проведении расчетов учитывалось ограничение по уровню максимальной температуры эмиттера (не выше 1500 К), обусловленное выбором материала эмиттера (сталь ЭП-747). При этом, как показали
проведенные расчеты, уровень средней температуры эмиттера по
его длине составит около 1400…1420 К. Кроме того, учитывалось
ограничение по величине тепловой мощности, отводимой от коллектора термосифоном (не более 2000 Вт).
305
Все эти факторы приводят к определенному снижению энергетических характеристик, а также существенно влияют на выбор
параметров рабочего режима ТЭМ. Так, например, с точки зрения
максимизации выходного КПД ТЭМ становится более выгодным
работать при более низких плотностях тока, чем те, при которых
достигается максимальный электродный КПД.
Результаты приведенных ниже расчетов энергетических характеристик ТЭМ базируются на экспериментальной базе данных по
вольтамперным характеристикам (ВАХ) лабораторного ТЭП с динамической подачей цезия в МЭЗ, представленной в [128–131].
Анализ этих ВАХ показал, в частности, существенное и не характерное для ТЭП с традиционной подачей цезия влияние температуры коллектора Тс на ВАХ ТЭП с динамической подачей цезия. Так,
было установлено, что в исследованном диапазоне Тс происходит
рост ВАХ при снижении Тс примерно до уровня температуры цезиевого резервуара ТСs.
В качестве характерного примера можно привести семейство
ВАХ ТЭП для ТЕ=1225 К, ТСs = 656−659 К и величины межэлектродного зазора d = 0,3 мм, где был исследован наиболее широкий
диапазон изменения Тс = 654–825 К. На рис.8.6 приведены зависимости электродного КПД лабораторного ТЭП от температуры коллектора при плотностях тока 1 А/см2 и 2 А/см2, построенные на
основе этих ВАХ [131].
Из рис.8.6 видно, что при снижении Тс от 825 до 654 К происходит рост КПД ТЭП от 1,1−1,2% до 12−12,5%, т.е. почти в 11 раз.
Отметим, что в ТЭП с традиционной подачей паров цезия электродный КПД 12−12,5% при столь низкой температуре эмиттера
1225 К ( ≈ 950ОС) для известных электродных пар не наблюдался.
Аналогичная картина имела место и при других исследованных
значениях ТЕ и d, однако диапазон изменения Тс в этих экспериментах был существенно уже. В частности, для интересных с точки зрения расчета энергетических характеристик ТЭМ значений
ТЕ=1420 К и d = 0,8–1,0 мм была исследована недостаточно широкая область ТС = 755−814 К, что приводит к необходимости экстраполяции экспериментальных характеристик ТЭП в область температур коллектора TCs ≈ 670 K, позволяющих достигнуть максималь306
14
ТЭП,%
КПДТЭП,
Электродный КПД
%
Электродный
12
2
jj == 11А/см
А/см2
2
jj == 22А/см
А/см2
10
8
6
4
2
0
660
680
700
720
740
760
780
800
820
840
Температура
К
Температура коллектора,
коллектора, К
Рис.8.6. Зависимости КПД лабораторного ТЭП от температуры коллектора при
ТЕ =1225 К, ТСs = 656−659 К и d = 0,3 мм для различных значений плотности тока j
ного выходного КПД ТЭМ. Результаты этой экстраполяции приведены в табл. 8.2 [131].
Таблица 8.2
Напряжение и электродный КПД лабораторного ТЭП для различных значений плотности тока при ТЕ =1420 К, ТСs = 670 К, ТС ≈ 670 К, d = 1 мм
Плотность тока, А/см2
1,0
1,5
2,0
3,0
4,0
5,0
Напряжение, В
1,16
1,08
1,03
0,90
0,835
0,775
Электродный КПД,%
21,5
25,0
27,2
27,9
28,5
28,1
С целью выбора оптимальной длины эмиттера ТЭМ, используя
данные табл. 8.2, были рассчитаны выходная электрическая мощность и выходной КПД ТЭМ для длин эмиттера в интервале
LE = 120–250 мм при значениях средней плотности тока 1,5 и
2,0 А/см2 (переход к более высоким плотностям тока, как показали
дальнейшие расчеты, нецелесообразен из-за роста электрических
307
потерь на электродах и токовыводах). Результаты расчетов приведены в таблице 8.3.
Таблица 8.3
Энергетические характеристики ТЭМ при изменении длины эмиттера в интервале 120−250 мм при плотностях тока 1,5 и 2,0 А/см 2
( ТЕ = 1420 К, ТС = 670 К)
Длина эмиттера, мм
250
220
200
Плотность тока 1,5 А/см
Выходная электрическая мощность, Вт
Выходной электрический КПД,%
180
160
140
120
194
173
152
19,3
19,4
19,5
2
270
247
231
213
17,7
18,35
18,7
19,0
Плотность тока 2,0 А/см
Выходная электрическая мощность, Вт
Выходной электрический КПД.,%
2
302
284
269
251
231
209
185
17,3
18,3
19,0
19,55
20,0
20,5
20,8
Анализ данных табл. 8.3 показывает, что при уменьшении LE
растет выходной КПД ТЭМ, но падает выходная электрическая
мощность. При LE , меньших 160 мм, достигается выходной КПД
более 20%, однако выходная электрическая мощность становится
существенно меньше требуемой (250 Вт). При LE, меньших 250 мм,
из-за более высокого выходного КПД более предпочтительным
становится режим с j = 2,0 А/см2.
Оптимальным вариантом длины эмиттера ТЭМ является величина LE = 200 мм, т.к. позволяет при работе в режиме со средней
плотностью тока j = 2 А/см2 получить выходную электрическую
мощность 269 Вт (что превышает требуемые 250 Вт с некоторым
запасом на компенсацию потерь в системе коммутации модулей и
собственные нужды энергоустановки при максимальном выходном
КПД 19%.
Используя данные табл. 8.3, для ТЭМ с длиной эмиттера 200 мм
были более детально рассчитаны его основные энергетические характеристики в диапазоне средней плотности тока j = 1−5 А/см2,
которые приведены в таблице 8.4.
308
Таблица 8.4
Энергетические характеристики ТЭМ с длиной эмиттера 200 мм при изменении плотности тока в диапазоне 1 − 5 А/см2 ( ТЕ = 1420 К, ТС = 670 К)
Средняя плотность
тока, А/см2
Электрический ток
модуля, А
Выходное
напряжение, В
Выходная электр.
мощность, Вт
Выходной электрич.
КПД модуля,%
Тепловая мощность,
подводимая к эмиттеру
из камеры сгорания, Вт
Тепловая мощность,
отводимая от коллектора
термосифоном , Вт
1,0
1,5
2,0
3,0
4,0
5,0
173
259
345
518
691
863
1,0344
0,892
0,779
0,523
0,333
0,147
179
231
269
271
230
127
17,2
18,8
19,0
15,25
10,77
5,11
1040
1229
1418
1778
2135
2486
861
998
1149
1507
1905
2359
Анализ данных табл. 8.4 показывает, что максимальный выходной электрический КПД модуля ηЭ = 19,0% достигается при средней плотности тока j = 2,0 А/см2. При этом его выходная электрическая мощность составляет 269 Вт, а тепловая мощность, подводимая к эмиттеру из камеры сгорания, составляет ≈ 1414 Вт.
Вполне приемлемой оказывается и тепловая мощность, отводимая
от коллектора термосифоном ( ≈ 1145 Вт).
Режим максимальной выходной электрической мощности модуля (271 Вт) имеет место при j ≈ 3 А/см2, однако с меньшим значением выходного КПД (15,25%).
Отметим, что максимальный электродный КПД ТЭП (28,5%)
достигается при j ≈ 4 А/см2, однако этот режим не может быть рекомендован как рабочий из-за существенно более низких выходной
мощности (230 Вт) и выходного КПД (≈ 10,8%), что является следствием значительных потерь электрической мощности на сопротивлениях электродов и токовыводов. При значении средней плотности тока 5,0 А/см2 все характеристики модуля становятся еще
хуже.
309
Распределение температуры эмиттера по длине для режима максимального выходного КПД ТЭМ рассчитывалось численными методами с использованием математической модели [132]. Показано,
что максимальная температура эмиттера достигается в его центральной части и составляет 1458 К, что укладывается в принятые
ограничения (не более 1500 К).
Как уже было сказано выше, существенное влияние на выходной КПД оказывают электрические потери в токовыводах ТЭМ,
особенно в коллекторном, который имеет значительную длину (≈
350 мм). С целью снижения этих потерь была введена медная коллекторная токосъемная шина. Оптимизационные расчеты показали,
что увеличение толщины медной коллекторной шины (ΔCu) до 2 мм
и более позволяет получить выходной КПД ТЭМ более 20%. Вместе с тем, излишнее увеличение ΔCu вряд ли оправдано, т.к. ведет к
росту радиальных размеров ТЭМ и его стоимости. Исходя из этих
соображений, толщина медной коллекторной шины была выбрана
равной 2 мм. Расчетные энергетические характеристики единичного ТЭМ для этого случая приведены ниже:
− средняя температура эмиттера……………………………….1420 К
− электрический ток ……………………......................................345 А
− выходное напряжение……………………………………..…0,838 В
− выходная электрическая мощность………………………….289 Вт
− выходной электрический КПД………………………………20,4%
− тепловая мощность, подводимая к эмиттеру в КС……..…1418 Вт
− тепловая мощность, отводимая от коллектора
термосифоном………………………………………………..1129 Вт
Энергетические характеристики ЭУ АИСТТ-5000
Для того, чтобы обеспечить требуемую выходную электрическую мощность ЭУ (по переменному току) не менее 5 кВт, необходимо генерировать мощность постоянного тока с некоторым запасом (на потери в коммутации и преобразование DC/AC). Примем,
что КПД системы преобразования электрической мощности постоянного тока в выходную электрическую мощность переменного
тока равен ηDC/AC = 0,95. Чтобы обеспечить это (с некоторым запасом) генератор постоянного тока ЭУ АИСТТ-5000 должен состоять
310
из 20-ти ТЭМ, соединенных в последовательную электрическую
сеть. С учетом характеристик единичного ТЭМ, приведенных выше, электрогенерирующий блок установки будет иметь следующие
параметры:
электрический ток …………….....................................................345 А
выходное напряжение……………………………………….......16,8 В
выходная электрическая мощность постоянного тока….……5,8 кВт
выходная электрическая мощность переменного тока….…...5,5 кВт
суммарная тепловая мощность, подводимая к ТЭМ в КС.....28,4 кВт
тепловая мощность, отводимая термосифонами
в бак-утилизатор……………………………………………….22,6 кВт
Для обеспечения эффективного нагрева ТЭМ до средней рабочей температуры эмиттера ТЕ =1420 К в составе ЭУ АИСТТ-5000
предусмотрена рекуперативная печь, работающая на природном
газе (см. рис. 8.7).
QПСатм
QРК
РК
QПС
QВ
Воздух
О
(20 С)
QЕ
Воздух
О
(1000 С)
КС
Газ (20ОС)
QТ
QУТ
Рис. 8.7 Схема потоков тепла в рекуперативной печи ЭУ АИСТТ-5000
Печь состоит из теплоизолированной камеры сгорания (КС) и
высокотемпературного теплообменника-рекуператора (РК), в котором отходящие из КС продукты сгорания (ПС) газа отдают часть
311
своего тепла для нагрева холодного атмосферного воздуха, подаваемого в КС в качестве окислителя. Рекуперация тепла ПС позволяет существенно повысить эффективность использования топлива и,
следовательно, выходной электрический КПД энергоустановки в
целом.
Одной из важных задач при проектировании ЭУ АИСТТ-5000
является выбор материалов стенки высокотемпературной камеры
сгорания, которая должна работать при температурах более 1500 К.
В настоящее время одно из основных мест на мировом рынке огнеупоров занимают высокотемпературные теплоизоляционные материалы на основе муллитокремнеземнистого, минерального, поликристаллического волокон и различных связующих. Они отличаются простотой применения, стабильностью при высоких температурах, хорошими физико-химическими свойствами – высокой
прочностью, низкой теплопроводностью (≈ 0,22 Вт/(м·К) при 1300
К) и плотностью от 200 до 350 кг/м³. Они могут применяться при
температурах до 2100 К и, по сравнению с традиционной шамотной
футеровкой, обеспечивают уменьшение толщины футеровки в четыре – пять раз, массы футеровки в восемь – десять раз, увеличение
ресурса эксплуатации в три – четыре раза, сокращение времени на
разогрев и охлаждение футеровки в пять – шесть раз. Материалы
выпускаются в виде плит толщиной от 10 до 120 мм (производитель – компания AB «UMEGA», Литва).
Для огнеупорного материала стенки КС была выбрана плита
НТ-1750 толщиной 90 мм с рабочей температурой до 2000 К. Кроме того, снаружи стенки КС покрываются мягким теплоизолирующим покрытием в виде прошивного мата из минеральной ваты
толщиной 20 мм. Это покрытие имеет коэффициент теплопроводности ≈ 0,04 Вт/(м·К) и рабочую температуру до 1000 К.
При температурах, имеющих место в КС (более 1500 К), осуществляется, в основном, лучистый теплообмен между факелом
пламени (раскаленными продуктами сгорания газа), внутренней
поверхностью стенки КС и эмиттерами ТЭМ. Конвективный теплообмен в этих условиях незначителен, и им можно пренебречь.
Действительно, как показали расчеты, плотность теплового потока
излучения между факелом и эмиттерами ТЭМ составляет 5,8
Вт/см2, а конвективного – всего 0,13 Вт/см2.
312
Для оценки температур факела TF и внутренней поверхности
стенки камеры сгорания TW при заданных температуре эмиттеров
TE =1420 K и суммарной тепловой мощности QE = 28,4 кВт, передаваемой в КС эмиттерам ТЭМ, были совместно решены уравнения,
описывающие лучистый тепловой поток от факела и внутренней
поверхности стенки КС к эмиттерам ТЭМ, и от факела к внутренней поверхности стенки КС, тепловой поток теплопроводностью
через стенку КС и конвекцией в окружающую среду. Совместное
решение этих уравнений дает, что TF = 1506 K, а TW = 1501 K. Тепловые утечки из КС в окружающую среду оказались равными
0,8 кВт.
Далее необходимо определить такую важную характеристику
ТЭУ, как расход топлива (природного газа). Для этого составим
уравнение баланса тепла для рекуперативной печи ТЭУ. Схематически потоки тепла в рекуперативной печи показаны на рис. 8.7.
Источниками тепла в КС являются тепловыделение от сгорания
топлива QT и тепло горячего воздуха, поступающего из рекуператора QВ. Стоками тепла в КС являются тепло, идущее на нагрев
эмиттеров ТЭМ QЕ, уносимое продуктами сгорания топлива QПС и
тепловые утечки в окружающую среду через стенки камеры сгорания QУТ. Отметим, что часть тепла уходящих из КС продуктов сгорания QРК передается в рекуператоре (РК) холодному воздуху, поступающему в КС. Таким образом, уравнение баланса тепла для
рекуперативной печи будет иметь вид
QT + QВ = QЕ + QПС + QУТ .
(8.1)
Подставив все составляющие в уравнение баланса тепла для КС,
можно рассчитать необходимый расход газа, который оказался
равным GГ = 0,001022 м3/c (3,68 м3/ч ). Необходимый расход воздуха – GВ = 38,3 м3/ч, а расход продуктов сгорания – GПС= 41,9 м3/ч.
Зная расход газа, можно рассчитать абсолютные значения всех
составляющих уравнения теплового баланса:
– тепловая мощность, выделяемая в КС при сгорании
топлива……................................................................................36,3 кВт
– тепловая мощность, поступающая в КС с горячим
воздухом из РК,……………………………….….....................14,9 кВт
– тепловая мощность, идущая на нагрев эмиттеров ТЭМ.…28,4 кВт
313
– тепловая мощность, выносимая топочными газами
в рекуператор,.............................................................................22,0 кВт
– тепловая мощность, утекающая в окружающую среду
через стенки КС………………………………………………...0,8 кВт.
Как было сказано выше, термосифонами от коллекторов ТЭМ в
бак-утилизатор отводится тепловая мощность QC = 22,6 кВт. Предполагается, что эта мощность будет расходоваться на подогрев воды от 20 до 90 ОС для отопления и бытовых нужд, при этом объемный расход горячей воды составит GH2O = 0,28 м3/ч.
Системный (выходной) электрический КПД энергоустановки
ηСИС рассчитывается как отношение ее выходной электрической
мощности переменного тока Nвых к тепловой мощности, выделяемой при сгорании топлива QT :
N
(8.2)
СИС  вых  100% ,
QТ
Расчеты по формуле (8.2) дают значение системного электрического КПД (по переменному току) энергоустановки ηСИС = 15,15%.
Далее необходимо определить основные параметры рекуперативного теплообменника (РК) – площадь поверхности теплообмена
FРК и температуру выхода продуктов сгорания (ПС) из рекуператора ТТГ''. Принимаем, что рекуператор (РК) работает по противоточной схеме со следующими температурами воздуха и ПС: ТВ' = 293
К – температура входа воздуха в рекуператор, ТВ'' = 1273 К – температура выхода воздуха из рекуператора, ТПС' = 1506 К – температура входа ПС из КС в рекуператор (принимаем, что она равна
температуре факела ТF = ТПС').
Тепловая мощность, отдаваемая в рекуператоре продуктами
сгорания QПС, равна тепловой мощности, получаемой воздухом QВ
при его нагреве от 293 до 1273 К. Эта величина была определена
выше и равна QВ = QТГ = 14,9 кВт.
Объемный расход ПС через РК определяется по формуле
GТГ = α · VПСт · GГ и равен 0,01165 м3/с или 41,9 м3/ч. Таким образом, температуру выхода ПС из рекуператора ТТГ'' в теплообменник-утилизатор можно определить из соотношения
QТГ = GТГ · СТГ · (ТТГ' – ТТГ'') ,
(8.3)
314
где CТГ = 1,53 кДж /(м3·град) – средняя теплоемкость топочных газов [132]. Эта температура оказалась равной ТТГ'' = 670 К.
При дальнейшем охлаждении ТГ в теплообменнике-утилизаторе
до температуры окружающей среды 293 К может быть получено
еще примерно 4,8 кВт тепла, с помощью которого можно дополнительно нагреть до 363 К (90°С) объем воды 0,06 м3 в час. Таким
образом, общий расход производимой установкой горячей воды
(90°С) на отопление и бытовые нужды составит 0,34 м3/ч. При
этом полный КПД энергоустановкиАИСТТ-5000 (с учетом полезного тепла на отопление и бытовые нужды) составит около 90%.
При противоточной схеме тепловая мощность рекуператора
QРК = QТГ = QВ связана с температурами воздуха и ПС, площадью
поверхности теплообмена FРК и эффективным коэффициентом теплопередачи КРК следующей формулой [133]:
(8.4)
QРК  K РК  FРК  TСР ,
Здесь ΔTCP – средний температурный напор греющего и нагреваемого теплоносителей, который при указанных выше входных и
выходных температурах воздуха и ПС равен 300 градусам. Чтобы
определить из соотношения (8.4) площадь поверхности теплообмена FРК, необходимо рассчитать эффективный коэффициент теплопередачи КРК.
Конструктивно был выбран рекуперативный теплообменник
пластинчатого типа, параллельные пластины которого образуют
плоские каналы прямоугольного сечения для прохода воздуха и
топочных газов (ТГ).
После проведения вариантных расчетов были выбраны следующие теплофизические и геометрические характеристики рекуператора:
– эффективный коэффициент теплопередачи ………..44,2 Вт/(м2·К)
– площадь поверхности теплообмена ……………...……….1,122 м2
– ширина канала (зазор между пластинами)……………………3 мм
– толщина пластины (стенки между каналами)…………………2 мм
– длина канала по направлению потока газа…………………100 мм
– длина канала перпендикулярно направлению потока газа...250 мм
– количество воздушных каналов…………………………………..22
– количество каналов топочных газов……………………………...22
315
Расчет перепада давления по воздушным и топочным каналам
рекуператора показал, что он незначителен и равен соответственно
ΔРВ = 8,4 Па и ΔРТГ = 16,2 Па.
8.3. Автономная термоэмиссионная малая АЭС
тепло- и электроснабжения
Другим многообещающим направлением использования высокоэффективных низкотемпературных ТЭП с ДПЦ является создание на их основе термоэмиссионных АЭС (ТАЭС) малой мощности
для снабжения теплом и электроэнергией потребителей, расположенных в удаленных и труднодоступных регионах России, где нет
развитой инфраструктуры электро- и газоснабжения (например,
районы Крайнего Севера и Дальнего Востока) [134].
Электроснабжение таких потребителей в настоящее время обеспечивается дизель-генераторными станциями, а теплоснабжение –
котельными. И те, и другие работают на завозном топливе, высокая
стоимость которого резко увеличивает отпускные цены на электроэнергию и тепло. Именно этим обусловлен интерес к АЭС малой
мощности, проекты которых интенсивно разрабатываются в настоящее время.
Вместе с тем, на сегодняшний день отсутствуют предложения
по малым АЭС с электрической мощностью в диапазоне 1–5 МВт с
коротким строительным циклом, высокой надежностью и упрощенным обслуживанием (концепция «атомная батарейка»). Именно
эту нишу могли бы занять малые АЭС электро- и теплоснабжения.
Существенным недостатком разрабатываемых в настоящее время малых АЭС с машинным и термоэлектрическим (проект «Елена») способом генерирования электроэнергии является использование в качестве теплоносителя воды под давлением ~ 10 МПа. Высокое рабочее давление существенно повышает стоимость установки, усложняет регламент ее обслуживания и потенциально способно привести к аварийным ситуациям с мгновенным осушением активной зоны.
В предлагаемом проекте малой ТАЭС выбор инновационной
термоэмиссионной технологии преобразования энергии позволяет
отказаться от использования корпусного реактора с водой под дав316
лением и, по-видимому, впервые в мировой практике использовать
водо-водяной реактор бассейнового типа с естественной циркуляцией теплоносителя в качестве энергетического (прототип – серийные экспериментальные реакторы типа ВВР и ИРТ).
Конструкция малой термоэмиссионной АЭС
Малая ТАЭС должна генерировать электрическую мощность
2 МВт и теплофикационную мощность до 8 МВт (температура отбора воды - 90°С) при продолжительности безперегрузочной кампании до 20-ти лет [134]. Дополнительные цели, закладываемые
при разработке проекта, − это максимальное сокращение численности обслуживающего персонала, минимизация массы конструкционных материалов, подлежащих спецпереработке и снижение стоимости выведения ТАЭС из эксплуатации по исчерпании рабочего
ресурса с полной рекультивацией промышленной площадки.
Заложенные в проекте малой ТАЭС технические решения
должны обеспечить
– автономную работу энергоустановки в режиме «атомной батарейки»;
– естественную циркуляцию теплоносителя в системе охлаждения
водо-водяного реактора;
– соответствие современным требованиям по ядерной и радиационной безопасности реакторных установок гражданского назначения;
– высокие технико-экономические показатели, конкурентоспособные с традиционными ЯЭУ с машинными способами преобразования энергии;
– удовлетворение требованиям МАГАТЭ по нераспространению
делящихся материалов.
В концепции малой ТАЭС предлагается использовать водоводяной реактор бассейнового типа (аналог серийного реактора
ИРТ и его модификаций) с обогащением по U235 менее 20% и бесперегрузочной кампанией не менее 20-ти лет. Накопленный во
многих странах опыт по сооружению и эксплуатации водо-водяных
исследовательских реакторов доказал их преимущества перед реакторами других типов: простота конструкции, относительно не317
большая стоимость, низкие эксплуатационные расходы и высокий
уровень безопасности. Серийные реакторы ИРТ и ВВЭ сооружались, в основном, на рубеже 1950−1960 гг. и характеризуются продолжительным опытом безаварийной эксплуатации.
Компоновка реактора малой ТАЭС является естественным развитием компоновки реакторов серии ИРТ с изменениями, обусловленными целевым назначением (рис. 8.8).
Основное отличие от прототипа – бассейн реактора выполнен в
форме стакана, что связано с отсутствием экспериментальных каналов, тепловой колонны и упрощением конструкции корпуса.
Также из соображений минимизации захораниваемого радиоактивного материала после исчерпания рабочего ресурса реактора в качестве отражателя используется вода бассейна реактора. Комплект
запасных ЭГК хранится непосредственно в бассейне реактора в периферийной зоне (возле теплообменников). Туда же перемещаются
дефектные ЭГК после их замены. Перегрузочные операции осуществляются при помощи крана, смонтированного под защитным
куполом. Операции по замене ЭГК производятся без их подъема до
уровня осушения активной части. Активная зона набрана из ЭГК и
имеет приближенно цилиндрическую форму. ЭГК нижними концами крепятся в опорной плите, в горизонтальной плоскости удерживаются корзиной реактора.
Конструктивная схема активной зоны реактора приведена на
рис. 8.9. Активная зона набрана из 246-ти комбинированных ЭГК с
общей эмиссионной поверхностью – 140,8 м2. Шаг решетки составляет 90 мм. В качестве теплоносителя, замедлителя, бокового и
торцевых отражателей используется вода при плотности 1 г/см3.
Приведенный диаметр активной зоны – 156 см, высота активной
зоны – 160 см.
В комбинированном ЭГК объединены принципиальные конструктивные решения традиционного ЭГК с «внутренним» расположением топлива и нетрадиционного ЭГК с «внешним» расположением топлива, что позволяет существенно увеличить эмиссионную поверхность. Схематически поперечное сечение ЭГК показано
на рис. 8.10. Сечение ЭГК имеет кольцевую форму с внешним диаметром 80 и внутренним 40 мм. ЭГК состоит из девяти ЭГЭ равной
318
высоты, отделенных друг от друга коммутационным пространством высотой 10 мм каждое.
Рис. 8.8. Компоновка малой термоэмиссионной АЭС
319
Рис. 8.9. Конструктивная схема реактора
Рис. 8.10. Поперечное сечение термоэмиссионного ЭГК
320
Коллекторные пакеты пятислойные, в каждый из которых входит стальной чехол, «сухая» и «мокрая» электроизоляция, охранный электрод и коллектор.
Топливная композиция − 90%UO2+10%Mo. Плотность UO2 составляет 10,4 г/см3. Обогащение по урану-235 − 8%. Пористость в
эмиттерном узле − 40%. Загрузка урана − 3,5 тонны.
Следует отметить, что по сравнению с серийными реакторами
ИРТ в предлагаемой концепции вводятся два дополнительных барьера безопасности: во-первых, твэлы (они же эмиттеры ЭГЭ), размещенные в герметичной цезиевой полости с прочной стенкой
(коллекторным пакетом), во-вторых, внешний герметичный чехол
ЭГК, отделенный от коллекторного пакета газовым (гелий) зазором. Кроме того, следует отметить, что плотность теплового потока
на поверхности твэлов в рассматриваемой концепции ограничена
возможностями ТЭП и на порядок ниже, чем в реакторах серии
ИРТ, что снижает уровень термических напряжений в конструкционном материале и топливе и тем самым увеличивает надежность
реактора.
Для регулирования реактора используются 25 РО СУЗ в виде
стержней диаметром 90 мм. Поглощающий материал − карбид бора
с естественным обогащением по бору-10 и плотностью 2,2 г/см3.
Толщина поглощающего материала −10 мм, высота − 160 см. Толщина стального чехла − 1 мм.
Нейтронно-физические характеристики реактора
Исследовались следующие состояния реактора: исходное (РО
СУЗ выведены из а.з.), заглушенное (РО СУЗ введены в а.з.), аварийное (связанное с гипотетическим заполнением пустот реактора
водой) [135].
Расчетная продолжительность кампании составила 15 лет при
тепловой мощности реактора  8,0 МВт.
Результаты расчетов приведены в табл. 8.5.
321
Таблица 8.5
Результаты нейтронно-физических расчетов
Параметр
Значение Кэфф для исходного состояния реактора
(РО СУЗ выведены из активной зоны)
Значение Кэфф для исходного состояния реактора
(РО СУЗ введены в активную зону)
Значение Кэфф для аварийного состояния реактора (все
полости залиты водой, РО СУЗ введены в активную
зону)
Значение
1,0894  0,0006
0,9161  0,0006
0,9858  0,0007
Возможные аварийные ситуации
В случае прекращение теплоотвода из бассейна реактора большой объем бака реактора при свободном выходе паров воды минимизирует последствия такой аварии. Как показывают оценки, при
срабатывании АЗ время потери теплоносителя за счет остаточного
тепловыделения составляет примерно 25 суток, а при продолжении
работы на номинальном уровне мощности – более суток. Потеря
теплоносителя происходит равномерно и не нарушает температурный режим ЭГЭ вплоть до медленного снижения мощности реактора за счет введения отрицательной реактивности, связанной с
толщиной слоя воды над активной зоной, выполняющего функцию
торцевого отражателя. Если не вводить дополнительную реактивность, за счет снижения уровня воды реактор сам перейдет в подкритическое состояние, а время потери теплоносителя с момента
аварии составит около семи суток. Таким образом, при невмешательстве персонала в регулирование критичности реактора оперативный запас времени на ликвидацию аварии составляет от семи до
25-ти суток.
Система охлаждения
В концепции малой ТАЭС реализована самая простая и надежная с инженерной точки зрения система охлаждения – активная
зона размещена в баке реактора и охлаждается за счет естественной
конвекции теплоносителя – воды. Охлаждение воды в баке реакто322
ра также осуществляется за счет естественной конвекции погружными теплообменниками второго контура, размещенными по периферии бака реактора в кольцевом опускном участке, образованном стенкой бака и цилиндрической перегородкой. Схема для системы охлаждения представлена на рис. 8.11. Ввиду того, что теплоноситель как первого, так и второго контуров находится под атмосферным давлением, становится возможным использование относительно дешевых пластинчатых теплообменников вместо традиционных для атомной энергетики кожухотрубных, что снижает
общую стоимость ТАЭС.
Уровень воды
Корпус реактора
Отвод воды
второго контура
(Твх=90°С)
Лабиринтные
перегородки
Теплообменник
Подвод воды
второго контура
(Твх=60°С)
Активная
зона
Цилиндрическая
перегородка
Рис. 8.11. Схема системы охлаждения реактора термоэмиссионной АЭС
Расчет естественной конвекции воды в баке реактора производился для теплообменника высотой 4 м, при этом отводимая от реактора тепловая мощность принималась равной 6 МВт, среднесмешанная температура воды первого контура на выходе из активной
зоны принималась равной 95°С, второго контура на входе в теплообменник – 60°С, на выходе – 90°С. Предполагалось, что гидравлическое сопротивление первого контура теплоносителя обуслов323
лено гидравлическим сопротивлением реактора и шести погружных теплообменников, а режим теплообмена – однофазный. Результаты расчета:
− режим течения теплоносителя в реакторе и теплообменнике –
турбулентный;
− расход теплоносителя в первом контуре – 206 кг/с;
− температура теплоносителя на входе в активную зону – 88°С;
− температура теплоносителя на выходе из активной зоны – 95°С;
− скорость теплоносителя в реакторе – 0,24 – 0,28 м/с;
− скорость теплоносителя в теплообменнике – 0,32 м/с;
− подкипание теплоносителя предотвращается микрооребрением с
четырехкратным развитием поверхности теплообмена.
Радиационная защита
Радиационная защита в предлагаемой концепции обеспечивается слоем воды. Расчет защиты от ионизирующих излучений производился с целью определения геометрических размеров реактора.
Во внимание принимались два фактора: обеспечение на уровне
зеркала воды в реакторном баке допустимой дозовой нагрузки на
обслуживающий персонал и минимальное количество захораниваемого радиационно-активного материала в конце кампании реактора.
Исходя из особенности активной зоны исключающий прямой
контакт теплоносителя с делящимся материалом активной зоны
выход продуктов деления в теплоноситель из ЭГК предотвращается конструктивно. Тем не менее, обязательно предусматривается
введение неполнопоточной системы очистки теплоносителя, локализующей продукты деления в емкости с достаточной радиационной экранировкой. Поэтому основным вкладом в радиационную
обстановку для помещения реакторного зала во время работы на
мощности является прямое излучение активной зоны и активация
теплоносителя.
Расчетная схема радиационной защиты представлена на рис.
8.12.
324
Рис. 8.12. Расчетная схема радиационной защиты (размеры в метрах)
В результате пороговой реакции 16O(n, p)16N внутри активной
зоны и ближайших к ней окрестностях объема теплоносителя образуется суммарная активность 1.4E+13 Бк, которая поднимается к
поверхности водяного зеркала реакторного зала. Скорость подъема
нагретого теплоносителя к поверхности зеркала бассейна регулируется разбивкой бака с водой на секторы по высоте и, ориентировочно, составляет восемь минут. Мощность эквивалентной дозы
гамма-излучения на поверхности остается ниже предельно допустимой для персонала категории А (0,32 мкР/с) при времени подъема активированной воды не менее трех минут.
Прямая компонента мощности эквивалентной дозы гаммаизлучения реактора, даже без учета экранирующих конструкций,
составляет 0.04 мкР/с, что на порядок меньше приведенной предельно допустимой для категории А с продолжительностью облучения 1700 ч/г.
325
Активация крупногабаритных конструктивных элементов энергетической установки после вывода из эксплуатации ядерного реактора также является важным фактором в формировании облика
энергетической установки.
При выбранных размерах цилиндрического бака реактора −
 4,5×10,6 м и положении в нем активной зоны – от края а.з. по
оси, на 2 м выше дна бака, обеспечивается уровень удельной активности в среднем не более 0.6 Бк/г и максимальным значением 8
Бк/г на поверхности бака.
Полученные предварительные значения удельной активности на
корпусе реактора и теплообменнике после останова и выдержки
продолжительностью более 30-ти дней удовлетворяют требованиям МАГАТЭ для металлолома с разрешением его дальнейшего повторного использования после переплавки.
Значения удельных активностей в железобетонном основании и
прилегающих пластах грунта на порядок меньше, и при существующих исходных данных к параметрам энергетической установки
ими можно пренебречь.
Следует отметить, что внешние габариты бака бассейна теплоносителя позволяют осуществить транспортировку железнодорожным и автомобильным транспортом.
Все исследованные источники излучения в предлагаемой компоновке соответствуют требованию НРБ-99 для операторов энергетической установки без дополнительных мер радиационной защиты.
Особенности и преимущества малой термоэмиссионной АЭС
Ряд уникальных особенностей малой ТАЭС (взрывопожаробезопасность, отсутствие подвижных элементов, простота монтажа и
обслуживания) позволяет предположить ее высокую по сравнению
с прототипами рентабельность. Предварительно проведенные
ядерно-физические, теплогидравлические, электрофизические расчеты и структурный анализ конструкции выявили ряд уникальных
особенностей малой ТАЭС.
Инновационная составляющая. Простое устройство реактора,
отсутствие турбогенераторов, циркуляционных насосов, несущего
давление корпуса, применение дешевого теплоносителя (воды),
326
малое количество активируемых конструкционных материалов,
относительная компактность установки в целом, а также небольшой объем строительных работ делают ТАЭС привлекательной не
только с технической, но и экономической точек зрения.
Безопасность. Установка обладает высоким уровнем безопасности, в большей степени основанным на свойствах внутренней самозащищенности и пассивной безопасности. Данное требование реализовано в ТАЭС использованием достаточно простой, но в то же
время надежной конструкции ЯЭУ. Более того, устройство активной зоны и бесперегрузочная продолжительная кампания (более
15-ти лет) позволяют решить вопросы нераспространения делящихся материалов.
Экспортный потенциал обеспечивается применением топлива с
обогащением ниже 20% по урану-235, что соответствует рекомендациям МАГАТЭ по режиму нераспространения. ТАЭС имеет обогащение 11% по урану-235 и, следовательно, удовлетворяет данному принципу.
Транспортабельность установки. Строительно-монтажные работы при сооружении ТАЭС незначительны и выполняются без привлечения специального оборудования и техники. Наиболее крупным узлом является корпус реакторной установки, однако его массогабаритные характеристики допускают транспортировку любым
(в том числе авиационным) транспортом. Все оборудование изготавливается на заводах-изготовителях и поставляется на место
строительства в виде готового к монтажу комплекта. Время строительства энергоблока оценивается в срок до одного года.
Заключение. Экспериментальные исследования по низкотемпературным высокоэффективным ТЭП с ДПЦ, проведенные в ГНЦ
РФ-ФЭИ, показали, что термоэмиссионные генераторы электроэнергии потенциально способны преодолеть коммерческий и технологический рубежи их использования для нужд малой наземной
энергетики.
Основные проектные решения ТАЭС базируются на хорошо отработанных в атомной промышленности технологиях и обоснованы вариантными расчетами, проведенными с использованием комплекса программ, разработанных или заимствованных и модифицированных на базе расчетных алгоритмов, апробированных при
327
создании космических ядерных энергетических установок. Расчеты
энергетических характеристик ТАЭС проведены с использованием
баз экспериментальных данных по вольтамперным характеристикам ТЭП с ДПЦ, полученным в ГНЦ РФ-ФЭИ.
Выполненное обоснование концепции подтвердило ряд уникальных положительных особенностей малой ТАЭС по сравнению с известными проектами малых АЭС на основе турбомашинного и термоэлектрического способов преобразования энергии по безопасности, надежности, простоте монтажа и обслуживания, экологии.
8.4. Автономная термоэмиссионная ЯЭУ для морских
добывающих платформ (АИСТ-МП)
Автономное электроснабжение промышленных объектов ОАО
«ГАЗПРОМ» осуществляется с помощью газопоршневых и дизельных генераторов с установленной мощностью до 2 МВт и ресурсом
до десяти лет.
Согласно соглашению «ГАЗПРОМ-Росатом» от 16.12.2008 г.,
компании планируют сотрудничать в освоении морских и шельфовых углеводородных месторождений. Соглашение предполагает
сотрудничество в сфере энергообеспечения газотранспортных сетей, а также совместную разработку конкурентоспособной продукции для разведки, добычи, транспортировки, хранения, переработки природного газа и газового конденсата.
Результаты, полученные в ходе экспериментальных исследований по ТЭП с динамической подачей цезия (см. раздел 8.1), позволили создать новую технологическую платформу, на базе которой с
2005 г. ведутся проектные работы по созданию малой термоэмиссионной АЭС теплоэлектроснабжения с водо-водяным реактором
бассейнового типа со встроенной в активную зону термоэмиссионной электрогенерирующей системой (см. раздел 8.2) [134].
В этом разделе представлена концепции термоэмиссионной
ЯЭУ прямого преобразования энергии с выходной электрической
мощностью 2 МВт применительно к размещению на морской
платформе (МП). Эта ЯЭУ получила название АИСТ-МП [135].
Отличительной особенностью рассматриваемого варианта исполнения ЯЭУ является отсутствие второго контура охлаждения. От328
вод непреобразованного тепла осуществляется непосредственно
через стенку корпуса в водную (морскую) среду.
Интеграция ЯЭУ АИСТ-МП в состав технологического
оборудования морских платформ Штокмановского
газоконденсатного месторождения
Среди широкого спектра возможных применений ядерных технологий для нужд ОАО «ГАЗПРОМ» и других производственных
структур газо- и нефтедобычи и транспортировки углеводородов
наиболее привлекательной представляется ЯЭУ прямого преобразования тепловой энергии в электрическую для нужд освоения
Штокмановского газоконденсатного месторождения, проект освоения которого находится в стадии активной разработки и поиска
оптимальных технических решений, в том числе по энергообеспечению МП различных типов. Энергетический комплекс МП обеспечивает следующие режимы работы: бурение нефтегазовых скважин, бурение и одновременная добыча нефти и газа, бурение, добыча и транспортировка нефти и газа, добыча нефти и газа, добыча
и транспортировка нефти и газа, аварийный режим работы, учитывающий отключение основного энергоисточника.
В технологическую инфраструктуру месторождения в качестве
энергоисточника хорошо вписываются малые автономные ЯЭУ с
установленной электрической мощностью до 2 МВт. Особенно
привлекательны ЯЭУ с интегральной компоновкой как обладающие высокой компактностью и простотой в обслуживании. Ниже
рассматривается проект специализированной ЯЭУ малой мощности с термоэмиссионным преобразованием энергии АИСТ-МП,
предназначенной для работы в качестве автономного энергоисточника в составе МП [135].
Концепция термоэмиссионной ЯЭУ АИСТ-МП
Проект ЯЭУ АИСТ-МП предусматривает использование водоводяного реактора бассейнового типа c естественной циркуляцией
теплоносителя. Была принята следующая конструктивнокомпоновочная схема рассматриваемой ЯЭУ (рис. 8.13).
329
Рис. 8.13. Конструктивно-компоновочная схема ЯЭУ АИСТ-МП:
1 – корпус ЯЭУ; 2 – активная зона; 3 – корзина активной зоны; 4 – хвостовики
ЭГС; 5 – горизонтальные перегородки; 6 – теплоноситель; 7 – уровень теплоносителя, 8 – поддон; 9 – коллектор; 10 – трубная решетка; 11 – кольцевая перегородка; 12 – теплообменник; 13 – реакторный отсек; 14 – агрегатный отсек
330
Основная часть АИСТ-МП − ядерно-энергетический блок (ЯЭБ)
− размещена в прочном корпусе под агрегатным отсеком (АО), в
котором находится аппаратура системы автоматического управления (САУ).
Радиационная обстановка вокруг ЯЭУ в рабочем положении
определяется требованиями к допустимым уровням излучения с
дозовой поверхности, совпадающей с внешней поверхностью корпуса. Особо чувствительная к радиации радиоэлектронная аппаратура в АО защищается локальными защитами.
Активная зона реактора набрана из электрогенерирующих сборок (ЭГС), размещенных в гексагональной упаковке, и по периметру ограничена корзиной реактора. Нижние хвостовики ЭГС размещены в опорной решетке, покрывающей напорный коллектор
охлаждающего теплоносителя в форме граненого стакана с отверстиями в боковых гранях для пропуска теплоносителя. Коллектор
стоит в поддоне для сбора расплава из компонентов ЭГС, образующихся при запроектной аварии реактора с расплавлением активной зоны.
Верхние хвостовики ЭГС соединены с технологическими штангами, содержащими трубопроводы цезиевой (межэлектродная среда) и вакуумной систем, а также токонесущие шины. Технологические штанги выведены выше уровня теплоносителя и шестью пакетами заведены в коммутационные доски. На внешней поверхности
штанг имеются (по крайней мере, на двух уровнях по высоте) шестигранные приливы, примыкающие друг к другу, для организации
подъемного течения теплоносителя и захватные головки для проведения операций по перегрузке активной зоны. Выше поверхности
бассейна выведены приводы органов регулирования и аварийной
защиты. Бак реактора имеет цилиндрическую форму (диаметр 4,5
м, высота 17 м) и выполнен из листовой стали толщиной 3 мм. Активная зона погружена в теплоноситель на глубину около 7 м, тем
самым обеспечивается биологическая защита персонала при посещении приборного отсека. Охлаждение а.з. осуществляется за счет
естественной циркуляции теплоносителя внутри бака реактора. Отвод непреобразованного тепла осуществляется через стенку корпуса реактора к забортной воде от теплоносителя, опускающегося по
кольцевому проходу между корпусом реактора и вставленной в
331
него цилиндрической обечайкой. На подъемной ветви контура теплоносителя выше активной зоны размещены горизонтальные перегородки, замедляющие выход теплоносителя на поверхность бака
реактора после прохождения им активной зоны, что необходимо
для обеспечения нормальной радиационной обстановки в АО.
Основные технические характеристики ЯЭУ АИСТ-МП приведены в табл. 8.6.
Таблица 8.6
Основные технические характеристики ЯЭУ АИСТ-МП
Характеристика
Габариты ЯЭУ:
- максимальный диаметр корпуса ЯЭУ, мм, не более
- осевой габарит ЯЭБ, мм, не более
Масса транспортная (без теплоносителя), кг, не более
Продолжительность кампании, лет, не менее
Полезная электрическая мощность, кВт, не менее
Электрическая мощность, кВт
Тепловая мощность, кВт, не более
Значение
4500
14000
20000
30
2000
2400
8000
Рассеиваемая тепловая мощность, кВт
6000
Напряжение на клеммах ЭГС, В
120
Допустимые уровни ионизирующих излучений на АО:
- флюенс нейтронов с энергией > 0,1 МэВ, н/см2 рад, не более
- поглощенная доза фотонов, н/см2 рад
Температура теплоносителя на выходе а.з., °С, не более
1·1012
1·106
90
Для регулирования реактора предусмотрены семь органов регулирования (РО СУЗ) в виде стержней с поглощающим материалом
из карбида бора с естественным изотопным составом.
Основные характеристики реактора
Рассматривается реактор с тепловым спектром нейтронов с
охлаждением активной зоны за счет естественной циркуляции. В
качестве теплоносителя, замедлителя, бокового и торцевых отражателей используется вода. Приведенный диаметр а.з. – 142,5 см,
высота – 149,5 см. Поперечное сечение а.з. показано на рис. 8.14.
Активная зона набрана из 306-ти ЭГС.
332
В качестве топливной композиции используется диоксид урана
плотностью 10,4 г/см3 с обогащением по урану-235 4,4%. Загрузка
урана-235 составляет 159,6 кг. Загрузка диоксида урана – 4160 кг.
Топливная композиция занимает 65% объема эмиттерного узла.
Продолжительность кампании обеспечивается введением композиции из выгорающих поглотителей. Основные характеристики реактора приведены в табл. 8.7.
Рис. 8.14. Поперечное сечение активной зоны ЯЭУ АИСТ-МП:
1– РО СУЗ; 2 – ЭГС
Таблица 8.7
Основные технические характеристики реактора
Характеристика
Значение
Загрузка урана-235, кг
Обогащение по урану-235,%
Площадь эмиссионной поверхности ТРП, м2
Шаг решетки ЭГЭ, мм
Количество сборок в реакторе, шт.
Количество ЭГЭ в сборке, шт.
Количество ЭГЭ в реакторе, шт.
Высота а.з., см
Приведенный диаметр а.з., см
333
159,6
4,4
158,6
30
306
105
32130
149,5
142,5
Каждая ЭГС включает в себя по 105 термоэмиссионных электрогенерирующих элементов (ЭГЭ), размещенных по семь штук на
15-ти уровнях по высоте, разделенных коммутационными промежутками высотой 2 см. Высота каждого ЭГЭ – 8,1 см.
Суммарное количество ЭГЭ в реакторе – 32130 шт. Общая
эмиссионная поверхность составляет 158,6 м2. Диаметр ЭГЭ –
2,4 см. ЭГЭ расположены в узлах правильной треугольной решетки
с шагом 3,0 см.
Термоэмиссионная электрогенерирующая система
Термоэмиссионная электрогенерирующая система ЯЭУ АИСТМП состоит из 306-ти электрогенерирующих сборок (ЭГС), конструктивно объединяющих базовые электрогенерирующие элементы (ЭГЭ) в более крупные сборочные единицы (рис. 8.15). Конструктивная схема единичного ЭГЭ показана на рис. 8.16.
Рис. 8.15. Термоэмиссионная электрогенерирующая сборка ЯЭУ АИСТ-МП:
а) – вид сбоку; б) – сечение; 1 – пояса ЭГЭ; 2 – хвостовики с токовводами;
3 – периферийный ЭГЭ; 4 – центральный ЭГЭ; 5 – коммутационные перемычки
Как следует из рис. 8.15, ЭГЭ в ЭГС объединены в 15 поясов по
семь ЭГЭ в каждом. Количество ЭГЭ в поясе выбрано равным семи
для того, чтобы обеспечить ввод тока в пояс по одному торцу, а
вывод тока – по другому, что позволяет соединять пояса напрямую
без дополнительных токонесущих шин. В пределах каждого пояса
ЭГЭ соединены последовательно коммутирующими перемычками
334
(три внизу, три вверху и одна радиальная). Указанная схема соединений позволяет получить на клеммах ЭГС выходное напряжение
≈ 120 В.
Рис. 8.16. Конструктивная схема единичного электрогенерирующего элемента:
1 − топливо; 2 − оболочка эмиттера; 3 − МЭЗ, 4 − коллекторная структура;
5 − оболочка коллектора; 6 − «мокрая» электроизоляция; 7 − оболочка охранного
электрода; 8 − гелиевый зазор; 9 − корпус (цирконий); 10 − трубчатые токоподводы; 11 − полость сбора ГПД; 12 − капилляр отвода ГПД; 13 − окно пропуска
пара цезия
Вторая функция ЭГС – последовательная электрическая коммутация ЭГЭ с целью максимального увеличения выходного напряжения и снижения величины генерируемого тока для уменьшения
омических потерь в токоподводах и коммутационных шинах.
Особенности и преимущества ЯЭУ АИСТ-МП
Общий вид места предполагаемой установки ЯЭУ АИСТ-МП на
морских платформах Штокмановского ГКМ показан на рис. 8.17.
Рассматриваемая энергоустановка в полной мере отвечает требованиям МАГАТЭ по физической защите, причем в нашем случае целесообразно использовать для физической защиты АИСТ-МП бетонные полости в кессонах морских платформ. Для обеспечения
охлаждения ЯЭУ забортной водой эти полости должны быть снабжены отверстиями для организации ее естественной циркуляции и,
тем самым, выноса тепла из кессона в окружающую морскую среду.
335
Рис. 8.17. Общий вид места предполагаемой установки ЯЭУ АИСТ-МП на
морских платформах Штокмановского ГКМ
Кроме того, отсутствие подвижных электрогенерирующих и
охлаждающих технических систем, взрыво- и пожаробезопасность,
относительная простота монтажа ЯЭУ в состоянии заводской готовности и отсутствие эксплуатационного обслуживающего персонала АИСТ-МП, работающей в режиме «ядерной батарейки», создают предпосылки для высокой рентабельности установки. Согласно нашим предварительным оценкам, ожидаемая стоимость
ЯЭУ без учета остаточной стоимости а.з. и корпуса (металлолома)
не превысит 100 млн. долларов США, а себестоимость генерируемой электрической энергии – 0,3 дол. США/кВт·ч.
Простое устройство реактора, отсутствие турбогенераторов,
циркуляционных насосов, несущего давление корпуса, применение
дешевого теплоносителя (воды), незначительное количество активируемых конструкционных материалов, относительная компактность установки в целом, а также небольшой объем строительных
работ делают ЯЭУ привлекательной не только с технической, но и
с экономической точек зрения.
ЯЭУ АИСТ-МП обладает высоким уровнем безопасности, в
большей степени основанной на свойствах внутренней самозащищенности и пассивной безопасности. Данное требование реализовано в ЯЭУ использованием достаточно простой, но в то же время
336
надежной конструкции. Более того, устройство а.з. и продолжительная бесперегрузочная кампания (до 30-ти лет) позволяют решить вопросы нераспространения делящихся материалов. Ядерное
топливо ЯЭУ имеет обогащение 4,4% по урану-235 и, следовательно, удовлетворяет рекомендациям МАГАТЭ по режиму нераспространения.
Объем строительно-монтажных работ при сооружении АИСТМП незначителен и выполняется без привлечения специального
оборудования и техники. Наиболее крупным узлом является корпус
ЯЭУ, однако его массогабаритные характеристики допускают
транспортировку любым (в том числе авиационным) транспортом.
Все оборудование изготавливается на заводах и поставляется в виде готового к монтажу комплекта. Время монтажа ЯЭУ в составе
МП оценивается в срок до 3 месяцев.
Выполненное обоснование ЯЭУ АИСТ-МП с внутризонной
термоэмиссионной электрогенерирующей системой подтвердило
ряд привлекательных особенностей по сравнению с известными
проектами малых АЭС на основе турбомашинного способа преобразования энергии по безопасности, надежности, простоте монтажа
и обслуживания, экологии, экономической привлекательности. Отсутствие машинного зала с турбогенераторными установками значительно уменьшает объем регламентных работ и позволяет рассматривать полностью автоматический режим управления без
сменного обслуживающего персонала. ЯЭУ АИСТ-МП на основе
термоэмиссионной системы прямого преобразования тепловой
энергии в электрическую с выходной электрической мощностью в
диапазоне 1−5 МВт с реактором бассейнового типа, ориентированная на интеграцию в состав технологического и энергетического
оборудования морских платформ Штокмановского ГМК, по мнению авторов и экспертов ОАО «ГАЗПРОМ», может быть рекомендована к практической реализации.
337
ПРИЛОЖЕНИЕ
МЕТОДЫ РАСЧЕТА ТЕПЛО- И ЭЛЕКТРОФИЗИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ТЕРМОЭМИССИОННЫХ
ЭЛЕКТРОГЕНЕРИРУЮЩИХ СИСТЕМ
Расчетные методы играют очень важную роль в процессе проектирования, создания и проведения испытаний таких сложных и
дорогостоящих систем как термоэмиссионные космические ЯЭУ.
Еще в 60-х годах XX века начали разрабатываться и продолжают
совершенствоваться в настоящее время методы расчета нейтроннофизических характеристик реактора и характеристик радиационной
защиты.
Одновременно начали развиваться и методы расчета тепло- и
электрофизических характеристик ЭГК и термоэмиссионного реактора-преобразователя (ТРП) в целом. Спецификой этих методов
является то, что приходится совместно решать теплофизическую и
электрофизическую задачи ввиду того, что термоэмиссионный
ЭГК является одновременно ядерным твэлом и электрогенератором.
Конечной задачей тепло- и электрофизического расчета ТРП является получение его вольтамперной характеристики (ВАХ), т.е.
зависимости тока от напряжения при заданной тепловой мощности
реактора. Знание ВАХ позволяет определить напряжение, ток, выходную электрическую мощность и КПД ТРП в рабочем режиме.
Одновременно, необходимо определить максимальный уровень
температуры эмиттеров ЭГК в активной зоне ТРП, который не
должен превышать предельно допустимого значения для данного
материала эмиттеров. Однако, для того, чтобы получить эти важнейшие итоговые характеристики ТРП, состоящего из сотен ЭГК,
соединенных в сложную электрическую цепь и находящихся в активной зоне ректора при различных уровнях плотности энерговыделения, необходимо провести целую серию теплоэлектрофизических расчетов единичного ЭГК при различных значениях энерговыделения, давления паров цезия в МЭЗ и ряда других внешних
параметров.
Очень важное значение имеют теплоэлектрофизические расчеты
(в сочетании с прочностными) на этапе проектирования и оптими338
зации конструкции ЭГК, позволяя во многих случаях значительно
сократить объем дорогостоящих стендовых и реакторных испытаний экспериментальных образцов ЭГЭ и ЭГК. Однако для успешного решения этих задач необходимы трехмерные расчетные модели, которые могли бы детально учитывать реальную геометрическую структуру ЭГК, характеризующуюся большим набором тепловых сред разной теплопроводности, сложной формой электродных оболочек, коммутационных перемычек и других конструкционных элементов. Таким образом, фактически речь идет о проверке
принимаемых проектных решений по конструкции ЭГК с помощью
численного модельного эксперимента.
В настоящее время это стало возможным благодаря развитию
информационных технологий и численных методов анализа. Численные методы сделали возможным решение самых сложных задач
для самых сложных физических моделей. Широкое распространение получили интерактивные программы графического представления информации, основанные на решении краевых задач математической физики с помощью метода конечных элементов, такие
как ANSYS, COMSOL, SolidWorks и другие [147]. Это позволило
более компактно описывать геометрические и физические свойства
объектов по сравнению с ранее используемыми методами. В настоящее время численные методы и интерактивная графическая техника составляют единое целое в программах систем автоматизированного проектирования.
Конструктивные формы ЭГЭ и ЭГК термоэмиссионного
реактора-преобразователя
Конструктивно термоэмиссионный ЭГК представляет из себя
сборку последовательно соединенных электрогенерирующих элементов (ЭГЭ), заключенных в общий корпус (чехол), омываемый
теплоносителем (рис. П.1). Все ЭГЭ отделены от корпуса ЭГК слоем электроизоляции. Для вывода электроэнергии, генерируемой в
ЭГК, служат два токовывода, изолированные от корпуса ЭГК.
В свою очередь, каждый ЭГЭ (рис. П.2) состоит из собственно
ТЭП и коммутационной межэлектродной перемычки, соединяющей его с соседним ТЭП. ТЭП состоит из двух тонких коаксиально
339
расположенных цилиндрических электродов (эмиттера и коллектора), разделенных межэлектродным зазором (МЭЗ), который в рабочем состоянии заполнен парами цезия при давлении нескольких
миллиметров ртутного столба.
Коллекторы ЭГЭ
Токовывод
эмиттерный
Корпус ЭГК
Ядерное
топливо
Эмиттеры
ЭГЭ
Межэлектродный
зазор
Электроизоляция
Токовывод
коллекторный
Рис. П.1. Конструктивная схема многоэлементного ЭГК
Рис. П.2. Конструктивная схема ЭГЭ многоэлементного ЭГК:1 – топливные
таблетки; 2 – дистанционатор; 3 – эмиттер; 4 – МЭЗ; 5 – коллектор; 6 – изоляция
(керамика); 7 – чехол; 8 – межэлектродная коммутационная перемычка; 9 – компенсационный объем; 10 – отверстие для выхода ГПД в МЭЗ; 11 – отверстие в
межэлектродной коммутационной перемычке для прохода паров цезия.
Внутренний электрод (эмиттер) поддерживается при температуре 1500–2000 К за счет тепла, выделяемого заключенным внутри
него тепловыделяющим сердечником из ядерного топлива. Поток
энергии от эмиттера отводится тепловым излучением, теплопроводностью через пары цезия и электронами термоэмиссии (электронное охлаждение), и поступает на внешний электрод – коллектор (температура 800–1000 К). Тепло с коллектора через слой электроизоляции и металлический корпус отводится теплоносителем.
340
Кроме того, существуют утечки тепла с эмиттера ЭГЭ через межэлектродную коммутационную перемычку на коллектор соседнего
ЭГЭ, а также за счет излучения и теплопроводности на другие элементы конструкции ЭГЭ. Впервые многоэлементные ЭГК такой
конструкции были применены в ТРП ЯЭУ «Топаз».
Рис. П.3. Принципиальная схема многоэлементного ЭГК для КЯЭУ второго
поколения [52]: 1 – дистанционатор; 2 – твэл; 3 – эмиттер; 4 – МЭЗ; 5 – ЭГЭ; 6 –
коллекторный пакет; 7 – коллектор; 8 – внутренняя изоляция; 9 – «охранный электрод»; 10 – внешняя изоляция; 11 – межэлектродная коммутационная перемычка.
Дальнейшее развитие конструкция ЭГК ЯЭУ «Топаз» получила
в многоэлементном ЭГК для КЯЭУ второго поколения, принципиальная схема которого представлена на рис. П.3. Именно она стала
базовой для разработки так называемого унифицированного ЭГК
для широкого ряда КЯЭУ второго поколения с выходной электрической мощностью от 25 до 1000 кВт [150].
Обзор и анализ методик расчета тепло- и электрофизических
характеристик ЭГК
Основные уравнения математической модели тепло- и электрофизических процессов, протекающих в единичном электрогенерирующем элементе (ЭГЭ) термоэмиссионного ЭГК были получены,
вероятно, в начале 60-х годов ХХ века Ю.С. Юрьевым в ходе работ
по термоэмиссионной ЯЭУ «Топаз»[136]. Дальнейшее развитие
методов численного решения системы нелинейных уравнений ЭГЭ
проводилось В.А. Ружниковым [137–139], А.А. Шиманским [140],
В.В. Синявским, Ю.В. Бабушкиным, В.П. Зиминым [141–144],
341
М.А. Мендельбаумом и А.П. Савиновым [143, 144], В.А. Линником
[145], Е.Г. Виноградовым [146] и др.
Первоначально из-за отсутствия достаточно мощных вычислительных машин разрабатываемые методы расчета тепло- и электрофизических характеристик (ТЭХ) ЭГК основывались на аналитическом решении системы уравнений ЭГЭ, что приводило к необходимости упрощения математической модели. В частности, приходилось вводить допущения о линейности локальной ВАХ ТЭП,
постоянстве температуры коллектора и плотности эмиссионного
тока по длине ЭГЭ [136]. При этих допущениях уравнение теплопроводности для коллектора вообще исключалось из математической модели, а уравнение теплопроводности для эмиттера при
условии линеаризации члена, описывающего теплопередачу излучением, и уравнение для межэлектродного напряжения становились линейными и допускали аналитическое решение. Позднее для
решения нелинейного уравнения теплопроводности для эмиттера
были применены вариационные методы и метод Галеркина [145],
позволяющие более точно рассчитать распределение температуры
его длине.
Последующий прогресс в развитии расчетных методов исследования ВАХ ЭГК был связан с разработкой численных методов решения системы нелинейных дифференциальных уравнений ЭГЭ
[137–140]. Тем не менее, используемая при расчетах математическая модель тепловых и электрических процессов ЭГЭ даже при
некоторых упрощающих допущениях (азимутальная симметрия,
пренебрежение радиальным распределением параметров ввиду
«тонкости» электродов и др.) сводится к системе одномерных нелинейных дифференциальных уравнений второго порядка, описывающих только распределение температуры эмиттера, коллектора и
разности потенциалов между электродами и их распределение по
длине ЭГК. Нелинейность этих уравнений обусловлена наличием
теплопередачи между электродами излучением и эмиссионным током электронов. Во все уравнения входит зависимость эмиссионного тока от температуры эмиттера и коллектора, межэлектродного
напряжения и ряда других параметров, которая и замыкает эти
уравнения в единую систему. Расчет этой зависимости (локальной
ВАХ ТЭП) является сложной задачей, требующей рассмотрения
342
элементарных процессов в низкотемпературной плазме МЭЗ, и
процессов, протекающих на электродах ТЭП. До настоящего времени эта задача в полном объеме не решена, поэтому экспериментальное определение локальных ВАХ в ходе лабораторных стендовых испытаний ТЭП с электронагревом является актуальной задачей.
Расчет ВАХ многоэлементного ЭГК обычно сводится к последовательному расчету ВАХ входящих в него ЭГЭ и их суммированию при заданной величине протекающего электрического тока,
одинакового для всех ЭГЭ вследствие их последовательного соединения. Основным блоком расчетной методики является решение системы тепловых и электрических уравнений для ЭГЭ.
Приведем в качестве примера типичную одномерную математическую модель ЭГЭ [139], в основе которой лежат следующие
упрощающие допущения:
а) предполагается, что осевая теплопроводность материала топливного сердечника мала, и, таким образом, можно исключить его
из рассмотрения, задав распределение плотности теплового потока
от сердечника по внутренней поверхности эмиттера;
б) толщина эмиттера, как правило, значительно меньше его радиуса, что позволяет пренебречь распределением температуры и
электрического потенциала в эмиттере по его толщине; пренебрегаем также зависимостью этих распределений от азимутального
угла; эти допущения сводят задачу для эмиттера к одномерной;
в) температура коллектора обычно незначительно изменяется по
его длине, поэтому ее можно для упрощения положить постоянной;
г) зависимость коэффициентов тепло- и электропроводности материалов эмиттера и коллектора от температуры учитывается подстановкой их средних значений по интервалам температуры, характерным для этих элементов ТЭП.
Вводится безразмерная координата по длине эмиттера х= z/LЭГЭ,
где LЭГЭ – длина ЭГЭ, а 0  z  LЭГЭ. Таким образом, безразмерная
длина эмиттера будет равна 1. При принятых допущениях уравнение теплопроводности для эмиттера принимает вид
 E d 2TE ( x)

 q ( x)  0, 0  x  1 ,
(П.1)
L2ЭГЭ
dx 2
343
где TE(x) – распределение температуры эмиттера по его длине, E –
коэффициент теплопроводности эмиттера.
Плотность эффективных внутренних объемных источников тепла в эмиттере qv(x) (далее просто qv) определяется разностью плотности тепловых потоков от топливного сердечника к эмиттеру qf и
от эмиттера к коллектору qEC, а также джоулевым тепловыделением в эмиттере qvi за счет прохождения по нему электрического тока:
1
(П.2)
q  (q f  qEC )  q i .
E
Плотность теплового потока с эмиттера на коллектор qEC складывается из трех компонентов – теплового излучения qr, теплопередачи теплопроводностью через пары цезия qCs и энергопереноса
эмиттированными электронами qj (электронное охлаждение эмиттера):
qEC  qr  qCs  q j  (TE4  TC4 )  kCs  (TE  TC )  j  (u  Vb ) . (П.3)
Плотность джоулевого тепловыделения в эмиттере qvi, обусловленного прохождением по нему электрического тока величиной
x
I E  FE  j ()d  ,
(П.4)
0
где FE  2rE LЭГЭ – площадь цилиндрической поверхности эмиттера, определяется выражением
2
x

R
q i  E  FE   j ()d   ,
E
0

(П.5)
 E LЭГЭ
– омическое сопротивление материала эмиттера, ρE
2rE  E
– удельное электрическое сопротивление материала эмиттера.
На концах эмиттера (x = 0 и x = 1) задаются граничные условия
3-го рода:
где RE 
 E dTE
 1 TE  Tamb  x0
LЭГЭ dx x0
344
(П.6)
 E dTE
(П.7)
  2 TE  Tamb  x1 ,
LЭГЭ dx x1
где 1 и 2 – эффективные коэффициенты теплоотдачи в торцы
эмиттера, значения которых определяются геометрией торцов
эмиттера и могут быть определены либо экспериментально, либо
расчетным образом с детальным учетом геометрии этих областей.
Задание эффективных граничных условий в таком виде исключает
из рассмотрения области, прилегающие к торцам эмиттера, и существенно упрощает задачу. Tamb – средняя температура окружения.
Тепловая задача для теплового баланса коллектора рассматривается в рамках модели сосредоточенных параметров, т.е. в рамках
модели определяется только средняя температура коллектора ТС.
Уравнение баланса тепла для определения ТС имеет вид:
2
1
1
 
kw (TC  TTH )    q f  j  Vb  RC FC   j ()d    dx .
(П.8)

0
0




Изменение электрического потенциала вдоль эмиттера и коллектора описывается следующими дифференциальными уравнениями:
x
d E
(П.9)
  RE FE  j ()d  ,
dx
0
x
1

d C
  RC FE   j ()d    j ()d   ,
dx
0
0

(П.10)
C LЭГЭ
– омическое сопротивление материала коллектора,
2rC C
ρС – удельное электрическое сопротивление материала коллектора,
δC – толщина коллектора.
Дифференцируя выражения (П.9) и (П.10) и вычитая их друг из
друга, получим дифференциальные уравнения второго порядка,
описывающие распределение напряжения в МЭЗ u = E – С по
длине ЭГЭ:
d 2u
  RE  RC   FE  j  0, 0  x  1 .
(П.11)
dx 2
Граничные условия записываются в виде
где RC 
345
du
 RC  I ,
dx x0
(П.12)
du
  RE  I .
dx x1
(П.13)
Полный электрический ток I связан с распределением плотности тока j вдоль ЭГЭ соотношением
1
I  FE  jdx .
(П.14)
0
Выходное напряжение ЭГЭ равно
(П.15)
V  u( x  0)  uE  uK ,
где uE – падение напряжения на эмиттере, которое равно
1 x
uE  RE FE  j ()ddx ,
(П.16)
0 0
uК = I·RК – падение напряжения на коммутационной перемычке
между эмиттером и коллектором ЭГЭ в составе ЭГК.
Таким образом, замкнутая математическую модель для расчета
тепловых и электрических характеристик ЭГЭ включает в себя
уравнение (П.1) с граничными условиями (П.6) и (П.7) для определения ТE(х), уравнение (П.8) для определения средней температуры
коллектора ТC , уравнение (П.11) с граничными условиями (П.12) и
(П.13) для определения u(х) и уравнение (П.15) для определения
выходного напряжения элемента U. Кроме того, в математическую
модель входит блок расчета локальных ВАХ.
Современные программные коды для расчета характеристик
термоэмиссионного реактора-преобразователя
В настоящее время методы расчетно-проектного обоснования
технических решений изменились коренным образом, благодаря
развитию информационных технологий и численных методов анализа. Численные методы сделали возможным решение самых
сложных задач для самых сложных физических моделей. Широкое
346
распространение получили интерактивные программы графического представления информации, основанные на решении краевых
задач математической физики с помощью метода конечных элементов, такие как ANSYS, COMSOL, Star-CD и другие. Они позволяют более компактно описывать геометрические и физические
свойства объектов по сравнению с ранее используемыми методами
и включают в себя большой перечень решаемых мультифизических
задач.
Однако ни один из них не может быть напрямую использован
для расчета электротеплофизических характеристик термоэмиссионного ЭГК из-за отсутствия программного блока, моделирующего
процессы в межэлектродном зазоре МЭЗ и на электродах. Тем не
менее, создание программных кодов (ПК) является конечным этапом в эволюции расчетных методик, позволяющих проводить моделирование нейтронных, электротеплофизических, термомеханических и других процессов в ТРП. ПК является наиболее эффективным средством для проведения оптимизации ТРП в целом. Характерными примерами таких ПК являются моделирующие системы KOPTES [142] и ИКАР [143].
ПК KOPTES предназначен для автоматизации процесса проектирования ТРП (определение оптимальных геометрических размеров ЭГЭ, геометрическое профилирование элементов ЭГК для заданной высоты а.з. и распределения тепловыделения по а.з. ТРП,
расчет серий ВАХ, определение оптимального расположения различных типов ЭГК по а.з. ТРП). Кроме того, в задачи ПК KOPTES
входит сопровождение испытаний ТЭП, ЭГК и ТРП (выбор оптимальных режимов, прогнозирование результатов, моделирование
тепловых и электрических процессов в ЭГК в нештатных ситуациях). Возможности, заложенные в математические модели ТЭП,
ЭГК и ТРП, позволяют исследовать влияние на выходные электрические характеристики процессов распухания топливно-эмиттерного блока, ухудшения тепловых и электрических свойств коллекторной изоляции и дистанционаторов, тепловых и электрических
утечек, изменения эмиссионных свойств электродов и т.д.
Используемая в ПК модель ТРП включает в себя 4 уровня: ТЭП,
ЭГК, ТРП, средства обеспечения работы ТРП (генератор паров цезия, система охлаждения, электрическая нагрузка и т.п.). Связь
347
между уровнями осуществляется передачей данных, причем распределенные параметры нижестоящего уровня для вышестоящего
представляются как сосредоточенные, т.е. некоторым образом
усредняются. Такая организация позволяет избежать возрастания
объема данных, когда при переходе на более высокий уровень
иерархии объем данных возрастает в геометрической прогрессии.
Для качественного моделирования физических процессов, протекающих в ТРП, математические модели, включаемые в ПК,
должны охватывать все режимы работы ТРП и обеспечивать исследование статических, динамических и ресурсных характеристик.
Заложенные в основу ПК KOPTES математические модели позволяют проводить:
 моделирование статических характеристик ТРП;
 моделирование динамических характеристик ТРП;
 моделирование статических и динамических характеристик ЭГК;
 моделирование температурного поля ЭГК;
 моделирование различных режимов работы ЭГК (вакуумный,
диффузионный, дуговой).
Важной особенностью ПК KOPTES является возможность использования нескольких моделей для одного и того же процесса,
что позволяет выбирать наиболее подходящую модель при решении конкретной задачи.
Эксплуатация ПК KOPTES при проведении проектных работ с
ТРП большой мощности показала высокую эффективность ПК и
оперативность получения необходимого результата.
Следует отметить, что согласно выполненному анализу тематической литературы, расчетные методики, реализованные в ПК
KOPTES, являются единственными, получившими развитие в
настоящее время [151–154].
ПК ИКАР предназначен для моделирования основных процессов, протекающих в ТРП на быстрых нейтронах. ПК ИКАР позволяет исследовать следующие характеристики:
– статические характеристики (распределение нейтронных полей и
энерговыделение в RZ-геометрии (P3-приближение), распределение полей температуры и электрических параметров в элементах
конструкции ТРП, ВАХ точечного ТЭП, ЭГЭ, ЭГК и ТРП);
348
– динамические характеристики (переходные процессы при пуске и
расхолаживании ТРП, переходе с одного уровня мощности на другой, переключении электрической нагрузки, переходные процессы
при некоторых аварийных ситуациях, регулировочные характеристики ТРП);
– ресурсные характеристики (изменение статических и динамических характеристик, обусловленное выгоранием, шлакованием или
свеллингом твэл).
Используемая в ПК ИКАР модель ТРП состоит из системного и
функционального наполнений. В состав функционального наполнения входят программные блоки, непосредственно имитирующие
протекание нейтронно-физических, тепловых, электрических и
других процессов.
ПК ИКАР эксплуатировалась в РКК «Энергия» в рамках проектных работ по созданию космической ЯЭУ с ТРП на быстрых
нейтронах и использовалась при проведении большого количества
исследовательских работ по выбору и обоснованию ряда технических решений по ТРП и его элементам.
Рассмотренные методики, реализованные в ПК KOPTES и
ИКАР, в основном, позволяют выполнять оценочные и инженерные расчеты, так как обладают рядом характерных особенностей,
существенно снижающих точность получаемых результатов. Эти
особенности подробно рассматриваются в следующем разделе.
Следует также отметить, что рассмотренные методики являются
узкоспециализированными для расчета конкретной конструкции
ЭГЭ/ЭГК (типа «Топаз» и «Енисей») и не позволяют производить
эффективный расчет и анализ характеристик ЭГЭ/ЭГК более сложной геометрии, используемых при проектировании перспективных
КЯЭУ и наземных ЭУ.
Рассмотренные выше расчетные методики, представленные в
публикациях с 1960 по 2008 гг., можно разделить на 3 типа:
– аналитические методики расчета характеристик ЭГК в распределенных параметрах;
– численные методики расчета характеристик ЭГК;
– ПК для моделирования процессов в ТРП в целом.
Выбор типа расчетной методики определяется требованиями,
предъявляемыми к точности расчета. Расчеты можно разделить на
349
оценочные, инженерные и прецизионные. Оценочные расчеты являются наиболее упрощенными и основаны на грубых приближениях, их основная задача – получение общей информации о характеристиках ЭГК. Инженерные (или вариантные) расчеты позволяют выявлять те или иные достоинства или недостатки конструкции
ЭГК или режимов его работы. Методики проведения инженерных
расчетов, как правило, хорошо подогнаны к решению определенного класса задач, например, к оптимизационным исследованиям. Задача прецизионного расчета – получить результат с максимально
возможной точностью. Обычно такого типа расчеты проводятся
при сопровождении экспериментальных исследований для прогнозирования и последующей обработки получаемых результатов.
Таким образом, рассмотренные выше расчетные методики в основном позволяют выполнять оценочные и инженерные расчеты.
Этим методикам присущи следующие характерные особенности,
существенно снижающие точность расчета:
– расчет ЭГК сводится к последовательному расчету входящих в
его состав ЭГЭ;
– при построении математических моделей электротеплофизических процессов в ЭГЭ используется ряд упрощающих допущений,
сильно влияющих на соответствие используемой модели реальным
процессам;
– используемые математические модели электротеплофизических
процессов в ЭГЭ в большинстве методик являются одномерными;
– для используемых математических моделей электротеплофизических процессов в ЭГЭ характерен некоторый произвол в выборе
граничных условий.
Модернизация существующих или создание новых расчетных
методик должны идти по пути частичного или полного устранения
указанных выше упрощений. Сформулируем минимальный перечень требований к современным расчетным методикам:
– переход от одномерного к трехмерному моделированию электротеплофизических процессов в ЭГЭ/ЭГК;
– детальный учет температурной зависимости свойств конструкционных материалов и сред;
– переход от математического моделирования процессов в ЭГЭ к
ЭГК в целом;
350
– возможность проведения расчетов ЭГЭ/ЭГК сложной геометрии;
– возможность «сквозного» расчета для ЭГК и ТЭС, а в перспективе ТРП и ЭУ в целом.
Для решения этой задачи была выполнена модификация стандартного численного решателя современного программного кода
конечно-элементного анализа COMSOL [147, 148].
COMSOL – программа для конечно-элементных расчетов сложных научно-технических задач. Решение любой задачи базируется
на численном решении уравнений в частных производных методом
конечных элементов в одно-, двух- и трехмерных измерениях. Программное обеспечение запускает конечно-элементный анализ вместе с расчетной сеткой, учитывающей геометрическую конфигурацию тел, и контролем ошибок с использованием разнообразных
численных решателей.
Программный код COMSOL-ЭГК
Разработанный в на базе COMSOL программный код COMSOLЭГК, оптимизированный под задачи расчета термоэмиссионных
ЭГК и ТЭС, предоставляет пользователям полный спектр инструментов для моделирования поставленной задачи: построение трехмерной геометрической модели, описание физических процессов
на языке математической физики, построение конечно-элементной
расчетной сетки геометрической модели, интерполяция и экстраполяция исходных экспериментальных ВАХ ТЭП и постобработка
результатов расчета. Программа позволяет моделировать физические процессы электромагнетизма и сопряженного теплообмена в
трехмерной геометрии как в пределах одного ЭГЭ, так и внутри
коммутационного пространства ЭГК. Важным достоинством описываемого в работе кода является возможность прямого использования чертежей различных ЭГК и ТЭС, выполненных в среде автоматизированного проектирования AutoCAD.
Программный код COMSOL-ЭГК реализует методику расчета
тепло- и электрофизических характеристик ЭГК и ТЭС со сложной
геометрией конструктивных элементов на основе трехмерной математической модели с возможностью использования в качестве
исходных данных экспериментальных изотермических ВАХ ТЭП в
351
широком диапазоне изменения таких параметров как температуры
электродов, давление паров цезия и ряда других. Методика предназначена для обоснования проектных решений перспективных термоэмиссионных КЯЭУ, а также наземных ЭУ с ядерным или неядерным нагревом эмиттеров ТЭС сложной геометрии.
Программа для конечно-элементных расчетов сложных научнотехнических задач COMSOL-ЭГК обладает открытой редактируемой архитектурой программного кода и имеет модульную структуру. На рис. П.4 схематично изображена модульная структура программного кода [148]. На рисунке также отмечены модифицированные модули, которые были использованы для численного моделирования задачи расчетной оптимизации электротеплофизических
характеристик ЭГК и ТЭС в трехмерной постановке с использованием экспериментальных данных по ВАХ энергетического режима
работы ТЭП.
Рис. П.4. Модульная структура программного кода COMSOL-ЭГК
Процесс моделирования может учитывать различные свойства
материалов, источники воздействия и граничные условия.
Программный код конечно-элементного анализа COMSOL-ЭГК
позволяет проводить расчет электро- и теплофизических характеристик сложных по геометрии и структуре устройств термоэмисси352
онного преобразования энергии. Это могут быть как ЭГК ЯЭУ
прямого преобразования энергии и отдельные их элементы, так и
опытные образцы ТЭП или ТЭС в составе экспериментальных
стендов с неядерным нагревом. В численный алгоритм кода внедрены алгоритмы решения уравнений для электрического потенциала, генерации тока, переноса энергии тепловым излучением и электронами эмиссии, джоулева тепловыделения в электропроводящих
материалах. С помощью программного кода COMSOL-ЭГК также
можно моделировать практически все физические процессы, которые описываются уравнениями в частных производных (УРЧП).
Далее задачи решаются методом конечных элементов (МКЭ). Программа содержит библиотеку УРЧП и различные средства для моделирования и симуляции. К ним относятся средства для геометрических построений, генераторы сетки, различные решатели, которые помогут быстро справиться даже с самыми сложными линейными и нелинейными задачами и содержат инструменты постобработки. Разработанный программный код COMSOL-ЭГК позволяет
решать мультифизические задачи, в которых комбинируется произвольное число УРЧП и, благодаря этому, производится комплексный анализ физической модели. Простая структура приложения обеспечивает простоту и гибкость использования.
Математическое моделирование любой научно-технической задачи базируется на численном решении УРПЧ с помощью МКЭ в
одно-, двух- и трехмерных измерениях. Программный код
COMSOL-ЭГК запускает конечно-элементный анализ вместе с расчетной сеткой, учитывающей геометрическую конфигурацию тел,
и контролем ошибок с использованием разнообразных численных
решателей. Этапы моделирования ЭГК/ТЭС проводятся в следующей последовательности:
– выбор размерности физической модели (1D, 2D или 3D), определение физического раздела (сопряженный стационарный анализ
температурных и электрических полей);
– определение рабочей области и построение геометрической модели ЭГК/ТЭС;
– задание исходных данных и зависимостей переменных от координат и времени;
353
– задание дискретных экспериментальных изотермических ВАХ
ТЭП, либо импорт данных многомерной аппроксимации из других
программных кодов;
– указание теплофизических и электромагнитных свойств конструкционных материалов и начальных условий;
– задание граничных условий (объемные источники тепла, тепловые потоки через моделируемые поверхности ЭГК/ТЭС, источники
электрического тока, заземление и др.);
– генерация конечно-элементной расчетной сетки модели;
– определение параметров решающего устройства и запуск расчета;
– постобработка полученных результатов.
Моделирование лабораторного термоэмиссионного ТЭП
В качестве примера рассмотрим использование программного
кода COMSOL-ЭГК для численного моделирования тепловых и
электрических процессов в лабораторном ТЭП с цилиндрической
геометрией электродов (прототип ЭГЭ), предназначенном для экспериментального исследования изотермических ВАХ и других характеристик ТЭП на стенде с электронагревом [155]. Рассматриваемое устройство имеет сложную структуру из разнородных и взаимосвязанных элементов (рис. П.5). Особенности конструкции такого лабораторного ТЭП обуславливают значительную пространственную неравномерность тепловых потоков и температуры в
элементах устройства, что приводит к невозможности использования упрощенных одномерных моделей для расчета характеристик
ТЭП без существенной потери точности.
Проведение вариантных расчетов характеристик лабораторного
ТЭП с высокой точностью востребовано на всех этапах проведения
эксперимента – от его планирования и разработки экспериментального устройства до обработки полученных экспериментальных
данных. Целями таких расчетов являются:
– обоснование конструкции лабораторного ТЭП как прототипа
ЭГЭ;
– определение режимов работы лабораторного ТЭП (планирование
эксперимента);
354
– определение допустимого рабочего диапазона параметров при
проведении экспериментов (в частности, мощности нагревателя,
температуры и расхода охлаждающей среды) и выбор оптимальных
характеристик, которые могут быть использованы в различных
проектных решениях для ЯЭУ нового поколения;
– определение характеристик лабораторного ТЭП, которые не могут быть непосредственно измерены при проведении эксперимента.
Рис. П.5. Схема лабораторного ТЭП [155]: 1 – токовыводы нагревателя; 2 – токовывод эмиттера; 3 – нагреватель; 4 – эмиттер; 5 – коллектор; 6 – термопара
коллектора; 7 – теплообменник системы охлаждения коллектора
Пространственное распределение температуры в моделируемом
устройстве описывается трехмерным нестационарным уравнением
энергии. Предполагается, что некоторые компоненты среды, нахо355
дящиеся в жидком или газообразном состоянии, могут двигаться с
заданной скоростью. Таким образом, обеспечивается возможность
моделирования конвективного теплообмена в элементах устройства. Тепловыделение в материале конструкционных элементов,
обусловленное прохождением электрического тока, учитывается
источниками тепла в правой части уравнения энергии. Действие
теплового излучения и электронного охлаждения на теплообмен
также учитывается введением в уравнение соответствующих источников-стоков тепла. Уравнение энергии имеет вид
 c  u  T    T   q joul  qelec  q rad ,
(П.17)
где Т – температура среды; ρ – плотность среды; c – теплоемкость
среды; u – скорость среды; λ – коэффициент теплопроводности
среды; qjoul – объемная плотность тепловыделения от проходящего
электрического тока (джоулево тепловыделение); qelec – объемная
плотность тепловыделения, учитывающая электронное охлаждение; qrad – объемная плотность тепловыделения, учитывающая радиационный теплообмен.
Левая часть уравнения описывает конвективный перенос тепловой энергии. Для неподвижных сред эти члены уравнения энергии
равны нулю. Правая часть уравнения описывает перенос тепловой
энергии за счет теплопроводности конструкционных материалов, а
также источники, моделирующие генерацию и перенос тепла в радиационных и электрических процессах.
Джоулево тепловыделение в конструкционных материалах
определяется плотностью электрического тока и электропроводностью конструкционных материалов:
qvjoul  (i )2 /     ( grad ()2 ) ,
(П.18)
где i – вектор плотности электрического тока.
Методика определения источников представлена ниже в разделе, посвященном конечно-разностной аппроксимации уравнения
энергии.
Сложность структуры и разнородность материалов рассматриваемого устройства приводят к пространственной неравномерности
распределения электрического потенциала, включая поверхность
электродов. Вместе с тем разность потенциалов поверхности эмиттера и коллектора существенно влияет на генерацию тока, на рас356
пределение тока по электропроводным материалам и, как следствие, на джоулево тепловыделение в конструкционных материалах. Распределение потенциала в неоднородной электропроводящей среде описывается уравнением Пуассона с пространственно
зависимым коэффициентом электропроводности. В цилиндрических координатах уравнение имеет вид
1         curr
(П.19)
r


 qv  0 ,
r r  r  z  z 
где  – электрический потенциал; к – коэффициент удельной электропроводности среды; qvcurr – объемная плотность источника-стока
электрического заряда.
Плотность электрического тока пропорциональна градиенту
электрического потенциала и определяется соотношением
(П.20)
i    grad () .
На поверхности электродов нормальная к поверхности составляющая вектора плотности тока in равна плотности генерируемого
тока j:
(П.21)
in  (n  i )  j .
К уравнению должны быть присоединены внешние и внутренние граничные условия. В качестве внешних граничных условий
обычно задается распределение потенциала по внешней границе
расчетной области, которое соответствует напряжению на клеммах
устройства.
Замыкающим соотношением в любой задаче электротеплофизического расчета ЭГК и других термоэмиссионных электрогенерирующих систем (ТЭС) является зависимость плотности тока в МЭЗ
от величины межэлектродного напряжения, которая получила
название локальной ВАХ ТЭП. При проведении расчетов электротеплофизических характеристик ЭГК/ТЭС важнейшими требованиями, предъявляемыми к методике задания локальной ВАХ, являются возможность встраивания их в расчетный алгоритм и его
быстродействие. Для проведения расчета выходных характеристик
ЭГК/ТЭС были использованы две выборки экспериментальных
ВАХ ТЭП для различных материалов электродной пары. Первая
электродная пара: эмиттер – W(110), коллектор – W(110). Вторая
электродная пара: эмиттер – Pt, коллектор – сплав ВХ2У. Она явля357
ется предпочтительной для низкотемпературных ТЭП/ЭГЭ/ЭГК с
низкой энергонапряженностью, т.к. обеспечивает более высокую
эффективность преобразования. Свойства материалов этой электродной пары были использованы на втором этапе моделирования
выходных электрических характеристик ЭГК.
Поток энергии с поверхности эмиттера за счет электронов эмиссии рассчитывается по зависимости:
(П.22)
qsemitt  VB  j  V  j ,
где VB – барьерный индекс, а V – межэлектродное напряжение.
Приток тепловой энергии на поверхность коллектора при этом равен разности между плотностью потока энергии с эмиттера и плотностью потока генерируемой энергии электрического тока (с учетом цилиндрической геометрии ТЭП):
(П.23)
qscoll  VB  j  Remitt / Rcoll ,
где Remitt – радиус излучающей поверхности эмиттера, Rcoll – радиус
поверхности коллектора, на которой происходит конденсация электронов. Тепловые потоки, переносимые электронами эмиссии, распределены вдоль электродов в соответствии с распределением
плотности генерируемого тока и температуры электродов. Электронное охлаждение учитывается на всех поверхностях, где генерируется электрический ток.
Создание расчетной модели лабораторного ТЭП в программной
среде COMSOL-ЭГК
Геометрическое моделирование. Распределения температуры
эмиттера и коллектора вдоль МЭЗ, плотности генерируемого тока
определяются не только конструкцией электродов и узла их межэлектродной коммутации, но и конструкцией и условиями охлаждения всего ЭГК или ТЭС. Это приводит к необходимости включения в расчетную область практически всех конструкционных
элементов ЭГК/ТЭС. Рассматриваемое устройство имеет сложную
структуру из разнородных и взаимосвязанных элементов. Расчетная модель лабораторного ТЭП, разработанная в трехмерной геометрии с помощью средств геометрического моделирования программной среды COMSOL-ЭГК, представлена на рис. П.6. Разрабо358
танная геометрическая модель была использована для последующего численного моделирования тепловых и электрических процессов в лабораторном ТЭП. На рисунке представлен фрагмент модели ТЭП (рабочая область) и нагреватель. Конструкция лабораторного ТЭП моделировалась многокомпонентной средой из более
чем 10-ти компонентов, представляющих конструкционные материалы и области, отличающиеся как теплофизическими, так и электрическими свойствами.
Рис. П.6. Расчетная модель лабораторного ТЭП; разработанного в программной среде COMSOL-ЭГК: а) – фрагмент модели лабораторного ТЭП (рабочая область): 1 – нагреватель; 2 – цезиевая среда; 3 – гелиевая среда; 4 – коллектор;
5 – эмиттер; 6 – МЭЗ; 7 – отвод тепла от коллектора (вода); 8 – корпус;
б) – нагреватель
359
После определения начальных и граничных условий (задание
распределения тепловыделения в топливной композиции (в случае
моделирования ЭГК), постоянного электрического тока в цепи (в
случае моделирования лабораторного ТЭП), начального распределения потенциала, плотности тока с поверхности электродов и вектора скорости движущихся компонентов среды) наступает очередь
построения расчетной сетки и задания физических свойств конструкционных материалов и сред. Программный код COMSOLЭГК обладает встроенной библиотекой свойств материалов и содержит свойства более 1000 материалов [147, 148].
В библиотеке представлены химические элементы, минералы,
сплавы металлов, окислы, стали, термоизоляторы, полупроводники, оптические материалы и т.д. Для каждого из них содержится 24
ключевых свойства, в том числе тепловые, электромагнитные и
механические. Эти свойства представлены как функции параметров
температуры и ряда других. Некоторые дополнительные теплофизические и электромагнитные свойства конструкционных материалов и сред, необходимых для расчета, были взяты из [156].
Создание конечно-элементной сетки твердотельной модели лабораторного ТЭП. Проблема оптимального разбиения пространства
геометрической модели на конечные элементы подчас является
очень сложной. На каждый элемент разбиения могут накладываться довольно жесткие ограничения. К тому же в пространстве задачи
могут быть некие характерные области, где параметры меняются
довольно резко. Например, такие области образуются вблизи поверхности электродов, коммутационных перемычек и в МЭЗ. Поэтому в этих областях сетка генерировалась более сгущенной.
Разбиение модели лабораторного ТЭП на конечные элементы
производилось программой COMSOL-ЭГК в полуавтоматическом
режиме с выбором типа разбиения (квадратная или треугольная
форма расчетных ячеек), а также минимального и максимального
размера ячеек, который варьировался для различных сред расчетной сетки. Разработанная в COMSOL-ЭГК расчетная сетка ТЭП
состоит из более чем 50000 расчетных ячеек, имеющих треугольную форму. Фрагмент созданной расчетной сетки представлен на
рис. П.7.
360
Рис. П.7. Фрагмент сгенерированной расчетной сетки геометрической модели
лабораторного ТЭП.
Общий алгоритм численного решения задачи в программной
среде COMSOL-ЭГК. Алгоритм решения полной системы конечноразностных уравнений позволяет рассчитывать нестационарный
процесс на каждом шаге по времени Δt. Стационарное решение задачи получается как установившиеся распределения в нестационарном процессе. Общий алгоритм решения задачи представляет
собой последовательность следующих действий:
– задание начальных распределений температуры, потенциала,
распределения вектора скорости движущихся компонентов среды,
тепловыделения ядерного топлива (в случае моделирования ЭГК) и
361
электрического тока в цепи (в случае моделирования лабораторного ТЭП);
– расчет распределения плотности генерируемого тока на основе
внедренных в программный код экспериментальных ВАХ ТЭП для
момента времени t по распределениям температуры и потенциала;
– расчет распределений температуры для момента времени t + Δt с
учетом электронного охлаждения эмиттера (генерируемого тока);
– расчет распределения потенциала для момента времени t + Δt по
распределениям генерируемого тока и температуры.
Итерационный процесс производится в программном коде
COMSOL-ЭГК. Начиная со второго пункта, – в автоматическом
режиме.
Результаты трехмерного расчета тепловых и электрических
характеристик лабораторного ТЭП
С целью верификации и оценки точности результатов расчета,
получаемых с помощью программного кода COMSOL-ЭГК, было
выполнено полное трехмерное численное моделирование электротеплофизических характеристик лабораторного ТЭП для двух режимов работы нагревателя (в вакууме и гелиевой среде), а также
проведено сравнение полученных результатов расчета с экспериментальными данными.
Проведение вариантных расчетов характеристик лабораторного
ТЭП с высокой точностью востребовано на всех этапах проведения
эксперимента – от его планирования и разработки экспериментального устройства до обработки полученных экспериментальных
данных. Целями таких расчетов являются:
– обоснование конструкции лабораторного ТЭП как прототипа
ЭГЭ;
– определение режимов работы лабораторного ТЭП (планирование
эксперимента);
– определение допустимого рабочего диапазона параметров при
проведении экспериментов (в частности, мощности нагревателя,
температуры и расхода охлаждающей среды) и выбор оптимальных
характеристик, которые могут быть использованы в различных
проектных решениях для ЯЭУ нового поколения;
362
– определение характеристик лабораторного ТЭП, которые не могут быть непосредственно измерены при проведении эксперимента.
Расчет характеристик лабораторного ТЭП проводился при следующих граничных условиях: температура стенок внешней вакуумной камеры принята равной комнатной температуре, а лабораторный ТЭП взаимодействует со стенками вакуумной камеры
только посредством лучистого теплообмена. В качестве исходных
данных задавались следующие значения основных параметров лабораторного ТЭП: величина протекающего электрического тока в
нагревателе, средняя температура охлаждающего теплоносителя в
теплообменнике; коэффициент теплоотдачи в окружающее вакуумную камеру пространство.
Была выполнена серия расчетов электротеплофизических характеристик стационарного режима работы ТЭП с генерацией тока
при мощности нагревателя ~700 Вт (электрический ток нагревателя
120 А, напряжение – 5.9 В) для двух электродных пар – W(110)–
W(110) и Pt–ВХ2У. Длина эмиттера в рабочей области лабораторного ТЭП составляет 45 мм. Давление паров цезия в обоих вариантах принималось равным 2 мм рт. ст., что соответствует ожидаемой
величине для ЭГЭ. Основным результатом расчетов электротеплофизических характеристик лабораторного ТЭП с помощью программного кода COMSOL-ЭГК являются стационарные двумерные
распределения температуры и плотности генерируемого тока вдоль
электродов. По найденным распределениям рассчитаны электрическая мощность и к.п.д. лабораторного ТЭП.
На рис. П.8 изображены двумерные распределения электрического напряжения и температуры по конструктивным элементам
нагревателя лабораторного ТЭП при величине протекающего по
нагревателю электрического тока 120 А. На рис. П.9 представлено
распределение температурного поля по конструктивным элементам
лабораторного ТЭП при мощности нагревателя 800 Вт.
Результаты расчетов показывают, что распределение температуры электродов имеет значительную неравномерность.
В результате расчета были получены также ВАХ ТЭП и зависимость генерируемой электрической мощности от выходного
напряжения, которые представлены на рис. П.10.
363
Рис. П.8. Двумерные распределения электрического напряжения и температуры по конструктивным элементам нагревателя лабораторного ТЭП при электрическом токе нагревателя 120 А: а) – поле напряжения; б) – поле температур
364
Рис. П.9. Двумерное распределение температуры по конструктивным элементам лабораторного ТЭП при тепловой мощности нагревателя 800 Вт
365
a)
b)
Рис. П.10. Зависимость электрического тока от выходного напряжения лабораторного ТЭП (a) и зависимость генерируемой ТЭП электрической мощности от
электрического тока (b) для различных материалов электродных пар.
Численное моделирование многоэлементного
термоэмиссионного электрогенерирующего канала
В качестве примера для трехмерного численного моделирования
с помощью программного кода COMSOL-ЭГК была использована
базовая конструкция девятиэлементного ЭГК для ряда термоэмиссионных КЯЭУ второго поколения (т.н. унифицированный ЭГК),
которая является дальнейшим развитием конструкции ЭГК «Топаз».
Конструкция этого ЭГК отличается достаточно высокой степенью сложности [150]. Однако современный уровень развития вычислительной техники и численных методов позволяет рассматривать подробные расчетные схемы реальных конструкций с максимально полным учетом влияющих на работоспособность факторов
в процессе их трехмерного математического моделирования.
Расчетная модель ЭГК, разработанная с помощью средств геометрического моделирования в программной среде COMSOL-ЭГК,
представлена на рис. П.11. Эта модель многоэлементного ЭГК имеет 2D-осесимметричное приближение. На рисунке представлен
общий вид расчетной модели, а также более детальный вид ЭГЭ и
области его межэлектродной коммутации.
366
Рис. П.11. Расчетная модель девятиэлементного унифицированного ЭГК; разработанной в программной среде COMSOL-ЭГК: а) – общий вид модели ЭГК;
б) – вид ЭГЭ: 1 – цезиевая среда; 2 – ядерное топливо; 3 – эмиттер; 4 – коллектор;
5 – коллекторный пакет; 6 – газоотводящее устройство; 7 – межэлектродная коммутационная перемычка
Разбиение модели ЭГК на конечные элементы производилось
программой COMSOL-ЭГК в полуавтоматическом режиме с выбором типа разбиения (квадратная или треугольная форма расчетных
ячеек), а также минимального и максимального размера ячеек, который варьировался для различных сред расчетной сетки. Построена расчетная сетка ЭГК, состоящая из более чем 40000 расчетных
ячеек, имеющих треугольную форму. Фрагмент созданной расчетной сетки представлен на рис. П.12.
367
Рис. П.12. Фрагмент сгенерированной расчетной сетки геометрической
модели ЭГК
Основным результатом расчетов электротеплофизических характеристик ЭГК с помощью разработанного программного кода
COMSOL-ЭГК являются стационарные двумерные распределения
температуры, потенциала и плотности генерируемого тока эмиттеров и коллекторов, а также других конструкционных элементов
ЭГК. Программа также позволяет рассчитывать распределение
тепловых потоков в любой рассматриваемой области задачи,
например, тепловой поток через МЭЗ. По найденным распределениям разработанный программный код позволяет рассчитывать
такие выходные характеристики ЭГК как изомощностная ВАХ,
электрическая мощность, КПД и ряд других.
На рис. П.13 и П.14 представлены распределения температурного поля по конструкционным элементам термоэмиссионного отдельного ЭГЭ и девятиэлементного ЭГК в целом. На рис. П.15 показаны расчетные изомощностные ВАХ ЭГК, а на рис. П.16 – зави368
симости выходной электрической мощности ЭГК от тока для различных материалов электродных пар.
Рис. П.13. Распределение температурного поля многоэлементного ЭГК –
коллекторная концевая секция при величине протекающего электрического тока
100 А (электродная пара Pt-ВХ2У)
369
Рис. П.14. Распределение температурного поля многоэлементного ЭГК при
величине протекающего электрического тока 100 А (электродная пара Pt-ВХ2У)
370
Рис. П.15. Изомощностные ВАХ ЭГК для различных материалов
электродных пар.
Рис. П.16. Зависимость выходной электрической мощности ЭГК от тока для
различных материалов электродных пар.
Использование программного кода COMSOL-ЭГК для расчетов
электротеплофизических характеристик многоэлементного термоэмиссионного ЭГК в трехмерной постановке показало достаточную гибкость и эффективность этой методики, позволяющей во
всей полноте учесть реальную конструкцию ЭГК и разнообразие
физических свойств материалов его конструктивных элементов.
Моделирование тепловых и электрических характеристик многоэлементного ЭГК с помощью разработанного программного кода
371
COMSOL-ЭГК открывает путь к полноценному исследованию термомеханических напряженно-деформированных состояний конструкционных элементов и сред ЭГК в трехмерной постановке, что
является одной из приоритетных задач при обосновании ресурсных
характеристик ЭГК и термоэмиссионной ЯЭУ в целом. Использование программного кода COMSOL-ЭГК может сыграть важную
роль в разработке методов прогнозирования ресурса термоэмиссионных ЭГК по результатам петлевых реакторных испытаний на
укороченной временной базе.
372
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Мелета Е.А., Ярыгин В.И., Ионкин В.И. Термоэлектрические
генераторы. Ч. 1. Основы физики и техники термоэлектрических
устройств для преобразования тепловой энергии в электрическую:
Учебное пособие по курсу «Перспективные методы получения и
преобазования энергии». Обнинск: ИАТЭ, 2007. 104 с.
2. Мелета Е.А., Ярыгин В.И., Ионкин В.И. Обзор прошлых и
настоящих разработок в области термоэлектрических генераторов.
Ч. 2. Термоэлектрические генераторы космического применения:
Учебное пособие по курсу «Перспективные методы получения и
преобазования энергии». Обнинск: ИАТЭ, 2009. 36 с.
3. Ярыгин В.И. Физические основы термоэмиссионного преобразования энергии. Ч. 1. Введение в специальность: Учебное пособие
по курсу «Перспективные методы получения и преобразования
энергии». Обнинск: ИАТЭ, 2006. 104 с.
4. Ярыгин В.И., Ружников В.А., Синявский В.В. Космические
ядерные энергетические установки: прошлое, настоящее, будущее.
Ч. 1. Космические ядерные энергетические установки первого поколения: Учебное пособие по курсу «Перспективные методы получения и преобразования энергии». Обнинск: ИАТЭ НИЯУ МИФИ,
2012. 52 с.
5. Ярыгин В.И., Ружников В.А., Синявский В.В. Космические
ядерные энергетические установки: прошлое, настоящее, будущее.
Ч. 2. Термо-эмиссионные ЯЭУ второго поколения, ядерные энергодвигательные установки субмегаваттного и мегаваттного классов с
термоэмиссионным и машинным преобразованием энергии: Учебное пособие по курсу «Перспективные методы получения и
преобазования энергии». Обнинск: ИАТЭ НИЯУ МИФИ, 2012. 64
с.
6. Ярыгин В.И., Ружников В.А. Перспективы наземного использования термоэмиссионной технологии: Учебное пособие по курсу
«Перспективные методы получения и преобразования энергии».
Обнинск: ИАТЭ НИЯУ МИФИ, 2012. 56 с.
7. Евдокимов Р.А., Синявский В.В. Расчет и оптимизация проектных параметров межорбитального буксира м электроракетной дви373
гательной установкой: Методическое пособие к ДЗ по курсу «Космические комплексы». МГТУ им Н.Э.Баумана. 2009.
8. Корнилов В.А., Синявский В.В. Инженерный расчет ресурсных
характеристик термоэмиссионных электрогенерирующих сборок
при отказе системы вывода газообразных осколков деления: Методическое пособие к ДЗ по курсу «Конструирование и расчет бортовых энергоустановок». МГТУ им Н.Э.Баумана. 1999.
9. Анатычук Л.И. Термоэлементы и термоэлектрические устройства. Киев: Наукова думка, 1979. 768 с.
10. Марченко О.В., Кашин А.П., Лозбин В.И., Максимов М.З. Методы расчета термоэлектрических генераторов. Новосибирск: Наука,
1995. 219 с.
11. Мелета Е.А., Ярыгин В.И. и др. Термоэлектрические установки
для газовой промышленности//Наука и техника в газовой промышленности. – 1998, (пробный номер). С. 21–26.
12. Мелета Е.А., Ярыгин В.И., Клепиков В.В., Вольф Л.Р. Транспортная когенерационная система на основе газопламенного термоэлектрического преобразователя: труды 32-й IECEC, США, 1997
г. – С. 1092–1097.
13. Yarigin V., Meleta Y. et all. New Natural Gas Fuelled Thermoelectric Converter (TEC) for Power Supply to Corrosion Protection Systems
and Heating Purposes in Arctic Regions/International Gas Research
Conference. San Diego, California, USA. November 1998.
14. Кухаркин Н.Е., Пономарев-Степной Н.Н., Усов В.А. Космическая ядерная энергетика (ядерные реакторы с термоэлектрическим
и термоэмиссионным преобразованием – «Ромашка» и «Енисей»)/Под ред. акад. РАН Н.Н. Пономарева-Степного. М.: ИздАт,
2008. 146 с.
15. «Разработка и испытание установки SNAP-10A»// Атомная техника за рубежом. Вып. 6. М.: Атомиздат, 1966.
16. Пупко В.Я. История работ по летательным аппаратам на ядерной энергии для космических и авиационных установок в ГНЦ РФФЭИ//Издание второе. Обнинск: ФЭИ, 2002.
17. Грязнов Г.М. Космическая атомная энергетика и новые технологии (Записки директора). М.: ФГУП «ЦНИИатоминформ», 2007.
136 С.
374
18. Schlichter W. Die spontane Electronenemission glühender Metalle
und das glühelektrische Element//J. Annalen der Physik. 1915. № 13.
V.47. P.573–640.
19. Моргулис Н.Д., Марчук П.М. Физические явления при работе
катода дугового разряда в парах цезия//Укр. физ. жур. 1956. Т. 1.
Вып. 1. C.59–64.
20. Моргулис Н.Д. Термоэлектронный (плазменный) преобразователь энергии. М.: Госатомиздат, 1961. 84 с.
21. Грязнов Г.М., Пупко В.Я. «ТОПАЗ-1». Советская космическая
ядерно-энергетическая установка//Природа. 1991. Вып.10. С. 29–36.
22. Пятницкий А.П., Сергеев Д.Н., Невежин О.А. Вольтамперные
характеристики термоэмиссионных преобразователей. М.: Атомиздат, 1967. 151 с.
23. Стаханов И.П., Степанов А.С., Пащенко В.П., Гуськов Ю.К.
Плазменное термоэмиссионное преобразование энергии. М.: Атомиздат, 1968. 302 с.
24. Физические основы термоэмиссионного преобразования энергии/Под ред. И.П.Стаханова. М.: Атомиздат, 1973. 375 с.
25. Термоэмиссионные преобразователи и низкотемпературная
плазма /под ред. Б.Я.Мойжеса и Г.Е.Пикуса М.: Наука, 1973. 480 с.
26. Ушаков Б.А., Никитин В.Д., Емельянов И.Я. Основы термоэмиссионного преобразования энергии. М.: Атомиздат, 1974.
288 с.
27. Технология термоэмиссионных преобразователей (справочник)/Под ред. С.В. Рябикова М.: Атомиздат, 1974. 232 с.
28. Синявский В.В., Бержатый В.И., Маевский В.А., Петровский
В.Г. Проектирование и испытания термоэмиссионных твэлов. М.:
Атомиздат, 1981. 96 с.
29. Сергеев Д.И., Титков А.С. Адсорбирующие электроды. М.:
Энергоиздат, 1982. 128 с.
30. Стаханов И.П., Черковец В.Е. Физика термоэмиссионного преобразователя. М.:Энергоатомиздат,1985. 208 с.
31. Каландаришвили А.Г. Источники рабочего тела для термоэмиссионных преобразователей энергии. М.: Энергоатомиздат, 1986.
184 с.
375
32. Синявский В.В. Методы определения характеристик термоэмиссионных твэлов. М.: Энергоатомиздат, 1990. 185 С.
33. Термоэмиссионное преобразование энергии. Пер. с англ./ Под
ред. Д.В.Каретникова. М.: Атомиздат, 1971. 304 с.
34. Hatsopoulos G.N., Gyftopoulos. Thermionic Energy Conversion.
Vol. 1: Processes and Devices. The Maple Press Company, USA, 1973.
265 р.
35. Hatsopoulos G.N., Gyftopoulos. Thermionic Energy Conversion.
Vol 2: Theory, Technology and Application. The MIТ Press,
Cambridge, Massachusets, and London, England, 1979. 661 р.
36. Кузнецов В.А., Грязнов Г.М., Артюхов Г.Я. и др. Разработка и
создание термоэмиссионной ядерно-энергетической установки
«ТОПАЗ»//Атомная энергия. 1974. Т. 36. № 6. С. 450–457.
37. Фоменко В.С. Эмиссионные свойства материалов (справочник).
Киев: Наукова думка, 1981. 340 с.
38. Kingdon K., Langmuir I. Thermionic Phenomena due to Alkali Vapors//Phys. Rev. 1923. Sec.ser. V. 21. No.3. P. 380–388.
39. Добрецов Л.Н., Гомоюнова М.В. Эмиссионная электроника. М.:
Физматгиз, 1966. 564 с.
40. Lieb D., Gunther B., Rufeh F. Collectors Studies with Oxygen Additive Converters//3rd International Conference on Thermionic Electric
Power Generation. Eindhoven, the Netherlands, 1975. Р.1–1.
41. Ярыгин В.И. Электродные материалы термоэмиссионных преобразователей энергетических установок различного назначения:
Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора
технических наук. Обнинск, 1999. 65 с.
42. Rasor N.S., Britt E.J. Annual progress report for US Atomic Energy
Commission//Contract AT (II-I)-2263, section VII. 1972.
43. Smith I.R., Smith A.L. Empirical Formulation of Thermionic Converter Electrode Performance//Journal of Appl. Phys. 1972. V. 43. No.
2. P. 723–724.
44. Онуфриев В.В. Теплофизические параметры и энергетичес-кие
характеристики высокотемпературного высоковольтного термоэмиссионного вентиля на парах цезия и бария/V Международная
конференция «Ядерная энергетика в космосе» (Подольск, март
1999 г.): Тез. докл. С. 94.
376
45. Svenson R., Holmild L., Kennel E. Experiments with Different Collector Hole Matrices in a Thermionic Energy Converter//2nd Specialist
Conference Thermionic Energy Conversion II (Goeteborg, Sweden,
May 5–7, 1993): Proc. Р.93–95.
46. Кузин А.И., Павлов К.А., Зубрев В.Н., Зацерковный С. П., Чупахин В.П., Шевцов Г.А. Солнечные и ядерные транспортноэнергетические модули в составе космических аппаратов разного
назначения//Атомная энергия. 2000. Т. 89. № 1. С. 15–20.
47. Синявский В.В., Юдицкий В.Д. Планетная АЭС на основе термоэмиссионного реактора-преобразователя//Атомная энергия.
2000. Т. 89. № 1. С. 20–22.
48. Пономарев-Степной Н.Н., Усов В.А., Коротеев А.С., Акимов
В.Н., Архангельский Н.И., Николаев Ю.В., Гонтарь А.С., Марагинский Р.Н., Соколов Е.Н., Климов А.В., Авдошин Е.Д. Солнечная
бимодальная термоэмиссионная энергодвигательная установка//Атомная энергия. 2000. Т. 89. № 1. С. 1114.
49. Ярыгин В.И., Ионкин В.И., Купцов Г.А., Овчаренко М.К., Ружников В.А., Пышко А.П., Михеев А.С., Ярыгин Д.В., Евтихин В.А.,
Богуш И.П., Люблинский И.Е., Чуманов А.Н. Космические термоэмиссионные ЯЭУ нового поколения с вынесенными из активной зоны реактора электрогенерирующими системами //Атомная
энергия. 2000. Т. 89. № 1. С. 22–34.
50. Ярыгин В.И., Вольф Л.Р. Конверсия космической термоэмиссионной технологии для наземного применения/Международная
конференция «Конверсия и сотрудничество» (Москва, 1992): Тез.
докл. М., 1992. С. 46–47//International Conference «Conversion – Opportunities for Development and Environment». Dortmund, Germany,
1992.
51. Ружников В.А., Ярыгин В.И. Термоэмиссионные преобразователи в космосе и на Земле: основные исследования и применения
/Международная конференция «Using Energy in an Intelligent Way»
(Трассенхейд, Германия, 1993):Тез. докл. С. 28/2-я Международная
конференция специалистов по ТЭП (Гетеборг, Швеция, май 1993
г.), лекция в «Кратком курсе». 20 С.
52. Квасников Л.А., Латышев Л.А., Севрук Д.Д., Тихонов В.Б. Теория и расчет энергосиловых установок космических летательных
377
установок космических летательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1984. 331 с.
53. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам
газов и жидкостей. М.: Наука, 1972. 720 с.
54. Taylor, J., Langmuir I. The Evaporation of Atoms, Ions and Electrons from Cesium Films on Tungsten//Phys. Rev. 1933. Sec.ser., V. 44.
No. 6. P.423–427.
55. Rasor N.S., Warner C. Correlation of Emission Process for Adsorbed Alkali Films on Metal Surfaces//Journal of Appl. Phys. 1964.
V.35. No.9. P.2589–2600.
56. Шпильрайн Э.Ж., Никаноров Э.В. Исследование упругости пара методом точек кипения//Теплофизика высоких температур.
1972. Т. 10. № 2. C. 297–304.
57. Гущин Г.И., Субботин В.А., Хачатуров Э.Х. Экспериментальное определение давления насыщенного пара цезия в интервале
температур 483–642 К//Теплофизика высоких температур. 1975. Т.
13. № 4. С. 747–754.
58. Rasor N.S. Methods for Improving Thermionic Converter Performance// 3rd International Conference on Thermionic Electrical Power
Generation. (Juelich, June 5–9, 1972): Proc. V. 3. P.1027–1060.
59. Batzies P. Работа выхода эмиттера и ее влияние на к.п.д. и оптимальное значение межэлектродного зазора цезиевого диода//ВВС-Nachrichten. 1967. V.49. No.10. P.504-511//ППТЭЭ (ИБ).
1969. Т. 89. № 12. С. 77–86.
60. Визгалов А.В., Миронов В.С., Саввов Р.В., Сибир Е.Е., Сидельников В.Н., Ярыгин В.И. Свойства поверхности эмиттерных оболочек с монокристаллическим вольфрамовым покрытием и их влияние на характеристики термоэмиссионных преобразователей//Международная конференция специалистов по термоэмиссионному преобразованию энергии. (Эйндховен, Нидерланды, 1989):
Сборник трудов. С. 105–112.
61. Ярыгин В.И. Электродные материалы для энергонапряженных
электрогенерирующих каналов термоэмиссионного реакторапреобразователя /В кн. Расчет, проектирование, конструирование и
испытания космических систем. Ч. 3. Изд-во РКК «Энергия» им.
С.П. Королева, 1998. С. 105–115. 325 с.
378
62. Зыков Б.М., Сабельников А.М., Цхакая В.К., Ярыгин В.И. Влияние химического состояния кислорода и углерода на эмиссионноадсорбционные свойства двойных пленок кислорода и цезия на
коллекторах термоэмиссионных преобразователей//Известия АН
СССР, серия физическая. 1982. № 7. С. 117–119.
63. Зыков Б.М., Цхакая В.К., Ярыгин В.И. Влияние химического
состояния кислорода на эмиссионно-адсорбционные свойства
двойных пленок кислорода и цезия на коллекторах термоэмиссионных преобразователей//ЖТФ. 1982. Т. 52. № 4. С. 759–765.
64. Зыков Б.М., Сабельников А.М., Цхакая В.К., Чилингарашвили
Р.С., Ярыгин В.И. Эмиссионно-адсорбционные свойства системы
Мо (110)-С-О-Сs и влияние загрязнений коллекторов углеродом и
серой//Поверхность. Физика, химия, механика. 1983. № 4. С. 65–74.
65. Сидельников В.Н. О роли эмиссии электронов с коллектора
термоэмиссионного преобразователя//ЖТФ. 1983. № 3. C.385–390.
66. Сидельников В.Н. Универсальная одномерная модель TOR
термоэмиссионного преобразователя/29 Международная конференция по инженерным проблемам преобразования энергии
(IECEC) (Монтерей, США, 1994): Сб. трудов. Т. 2. С. 1078–1081.
67. Миронов В.С., Сидельников В.Н. Предельные выходные характеристики ТЭП/Ядерная энергетика в космосе (май 1990): Тез.
докл. Ч. 1. С. 90–92.
68. Коноплев А.А., Юдицкий В.Д., Пушина Л.И. Эмпирический
метод расчета ВАХ разрядного режима ТЭП//ЖТФ. 1975. Т. 45. №
2. С. 314–316.
69. Виноградов Е.Г., Миронов В.С., Смольникова Г.И., Юферов
А.Г., Ярыгин В.И. Банк данных вольтамперных характеристик термоэмиссионного преобразователя //Атомная энергия. 2000. Т. 89.
№ 1. С. 71–74.
70. Чернецов М.В., Козлов А.В., Скрябин Л.А. Результаты электронно-микроскопических исследований и анализа элементного
состава поверхностей вентилируемого высокотемпературного твэла
после реакторных испытаний//V Международная конференция
«Ядерная энергетика в космосе», Подольск, март 1999 г.: Тез. докл.
С. 51.
71. Гвердцители И.Г., Каландаришвили А.Г., Цхакая В.К. Источники паров цезия на основе цезированного графита для ТЭП//3-я
379
Международная конференция по термоэмиссионному преобразованию энергии. (Юлих, Германия, июнь 1972 г): Сборник трудов.
Т. 3. С. 1139–1146.
72. Анисимов А.Б., Пепекин Г.И., Ижванов Л.А и др. Результаты
ресурсных испытаний элементов гидридного замедлителя в окислительной среде /V Международная конференция «Ядерная энергетика в космосе» (Подольск, март 1999 г.): Тез. докл. С. 55.
73. Анисимов А.Б., Пепекин Г.И., Ижванов Л.А и др. Работоспособность гидридного замедлителя как ресурсоопределяющий параметр для космических ЯЭУ на основе тепловых реакторов//II Международный семинар по космической ядерной энергетике XXI в.
(SNPE-XXI’2000) (г. Обнинск, 2000 г.): Тез. докл. С. 49–50.
74. Быстров П.Д., Купцов Г.А., Меркурисов И.Х., Юдицкий В.Д. и
др. Разработка, изготовление и испытания полномасштабного имитатора электрогенерирующего пакета модульной космической ЯЭУ
с литий-ниобиевой системой охлаждения/В кн.: Расчет, проектирование, конструирование и испытания космических систем. Ч. 2.
Изд-во РКК «Энергия» им. С.П. Королева, 1996. 332 с. С. 64–77.
75. Николаев Ю.В., Выбыванец В.И., Гонтарь А.С., Еремин С. А.,
Лапочкин Н.В. и др. Разработка и ресурсные реакторные испытания термоэмиссионного ЭГК с карбидным топливом/В кн.: Расчет,
проектирование, конструирование и испытания космических систем. Ч. 2. Изд-во РКК «Энергия» им. С.П. Королева, 1996. 332 с.
С. 85–98.
76. Альмамбетов А.К., Бологов П.М., Зродников А.В., Купцов Г.А.,
Русанов А.Е., Прилежаева И.Н., Ярыгин В.И. и др. Разработка и
исследование термоэмиссионных электрогенерирующих каналов/В
кн.: «Государственный научный центр Российской Федерации –
Физико-энергетический институт им. академика А.И. Лейпунского
– 50 лет», М.: ЦНИИатоминформ, 1996. 560 с. С. 291–309.
77. Савлов Н.А., Рыжков А.Н., Купцов Г.А., Иевлева Ж.И. и др.
Разработка и экспериментальное обоснование конструкции и технологии ЭГК повышенной эффективности и ресурса/В кн.: Избранные Труды ФЭИ. 1996, Обнинск: Изд-во ГНЦ РФ-ФЭИ, 1997.
203 с. С. 193–199.
380
78. Агафонов В.Р., Ярыгин В.И. Ресурсные изменения характеристик термоэмиссионного преобразователя//Атомная энергия. 2000.
Т. 89. № 1. С. 57–67.
79. Гунько В.М., Смирнова Р.В. Влияние работы выхода на скорость высокотемпературного окисления поверхности вольфрама/Конференция по термоэмиссионному методу преобразования
тепловой энергии в электрическую (Обнинск, 1979): Тез. докл. Ч. 1.
С. 126–127.
80. Zherebtsov V.A., Lebedev M.A., Sobolev A.A., Talanova V.D.
Low-voltage Discharge in Alkali Metals with Admixture of Molecular
Gases//ICPIG (Belgrade, 1989): Proc. Р.982–983.
81. Lubimov D.Y., Bobkov B.N., Lavrentyev E.A., Panov A.S. Model
of Mass Transfer Between Electrodes//Thermionic Energy Con-version
Specialist Conference (Netherlands, 1989): Proc. Р.167–175.
82. Жеребцов В.А., Лебедев М.А., Соболев А.А., Таланова В.Д.
Влияние примеси двухатомных газов на потери энергии в ТЭП//
Ядерная энергетика в космосе, (Обнинск, май 1990): Тез. докл. Ч. 1.
С. 95–96.
83. Zherebtsov V.A., Lebedev M.A., Lukyanov A.A., Sobolev A.A.
Chemical Composition of Caesium Plasma with Simple Molecular Gases Impurities//27 IECEC, USA, 1990: Proc. V.2. P.352–355.
84. Ловчиков М.Б., Ярыгин В.И., Любимов Д.Ю., Солдатова Н.В.,
Панов А.С. Математическое моделирование процесса испарения
вольфрама в газовой смеси СО+СО2 при высоких температурах/2-я
отраслевая конференция «Ядерная энергетика в космосе. Физика
термоэмиссионных преобразователей энергии « (Сухуми, 1991):
Тез. докл. Ч. 1, – С. 54–55.
85. Жеребцов В.А., Лебедев М.А., Лукьянов А.А., Соболев А.А.
Влияние режима ТЭП на массоперенос с эмиттера на коллектор//2я отраслевая конференция «Ядерная энергетика в космосе. Физика
термоэмиссионных преобразователей энергии» (Сухуми, 1991):Тез.
докл. С. 33–34.
86. Болотов С. В., Кураева Е.М., Любимов Д.Ю., Панов А.С. Термодинамический анализ условий образования конденсированных
фаз в газоотводящих трактах ТЭП/2-я отраслевая конференция
«Ядерная энергетика в космосе. Физика термоэмиссионных преобразователей энергии» (Сухуми, 1991): Тез. докл. С. 35.
381
87. Соболев А.А., Жеребцов В.А., Лебедев М.А. Конденсированные углесодержащие соединения в ТЭП/2-я отраслевая конференция «Ядерная энергетика в космосе. Физика термоэмиссионных
преобразователей энергии» (Сухуми, 1991): Тез. докл. С. 55.
88. Гонтарь А.С., Любимов Д.Ю., Панов А.С. Анализ процессов
массопереноса в межэлектродном зазоре ЭГК/V Международная
конференция «Ядерная энергетика в космосе» (Подольск, 1999):
Тез. докл. С. 44.
89. Агафонов В.Р., Додонов Д.В., Саввов Р.В., Скребова З.Б., Ярыгин В.И. Поведение углерода на гранях (110) и (112) монокристалла вольфрама при моделировании взаимодействия с межэлектродной средой термоэмиссионного преобразователя/24-я Международная конференция по инженерным проблемам преобразования
энергии (IECEC) (Вашингтон, США, 1989): Сб. трудов. Т. 2. С.
1155–1160.
90. Жеребцов В.А., Кирющенко А.И., Кононова З.Н., Лебедев М.А.,
Миронов В.С., Сибир Е.Е., Соболев А.А., Тулин С. М. Влияние
примеси водорода на работу ТЭП/Ядерная энергетика в космосе,
(Обнинск, май 1990 г.): Тез. докл. Ч. 1. С. 97–98.
91. Агафонов В.Р., Ярыгин В.И. Характеристики электродов ТЭП в
модельных экспериментах с контролем поверхности/ Ядерная
энергетика в космосе (Обнинск, 1990 г.): Тез. докл. Ч. 1. С. 98–99.
92. Корюкин В.А., Обрезумов В.П. Влияние адсорбции кислорода и
монооксида углерода на эмиссионные характеристики электродов
ЭГК// Ядерная энергетика в космосе (Обнинск, 1990 г.): Тез. докл.
Ч. 1. С. 100–102.
93. Агафонов В.Р., Ярыгин В.И. Изучение свойств эмиттера термоэмиссионного преобразователя в модельных экспериментах с
контролем поверхности/25 Международная конференция по инженерным проблемам преобразования энергии (IECEC). (Рено, США,
1990): Сб. трудов. Т. 2. С. 322–325.
94. Корюкин В.А., Обрезумов В.П. Моделирование влияния массопереноса на эмиссионные свойства коллекторов ТЭП/2-я отраслевая конференция «Ядерная энергетика в космосе. Физика термоэмиссионных преобразователей энергии» (Сухуми, 1991): Тез.
докл. С. 27–29.
382
95. Корюкин В.А., Обрезумов В.П., Выбыванец В.И., Николаев
Ю.В. Процессы в МЭЗ, на электродах и ресурсоспособность
ЭГК/2-я отраслевая конференция «Ядерная энергетика в космосе.
Физика термоэмиссионных преобразователей энергии» (Сухуми,
1991): Тез. докл. С. 30–32.
96. Бекмухамбетов Е.С., Джаймурзин А.А., Иманбеков Ж.Ж.,
Склонин
С. В. Исследование вакуумной работы выхода эмиттерных оболочек электрогенерирующего элемента непосредственно в процессе
реакторного облучения/2-я отраслевая конференция «Ядерная
энергетика в космосе. Физика термоэмиссионных преобразователей энергии» (Сухуми, 1991):Тез. докл. С. 40–42.
97. Агафонов В.Р., Визгалов А.В., Ярыгин В.И. Сравнительный
анализ эмиссионно-адсорбционных характеристик коллекторов
ТЭП из ВН-2 и W (110) в модельных экспериментах с контролем
поверхности/2-я отраслевая конференция «Ядерная энергетика в
космосе. Физика термоэмиссионных преобразователей энергии»
(Сухуми, 1991): Тез. докл. Ч. 1. С. 53.
98. Агафонов В.Р., Визгалов А.В., Ярыгин В.И. Исследование
свойств коллектора термоэмиссионного преобразователя в модельных экспериментах с контролем поверхности/26 Международная
конференция по инженерным проблемам преобразования энергии
(IECEC) (Бостон, США, 1991): Сб. трудов. Т. 2. С. 285–290.
99. Корюкин В.А. Изменение свойств электродов термоэмиссионных одноэлементных ЭГК на начальном этапе работы//Атомная
энергия. 2000. Т. 89. № 1. С. 48–57.
100. Котельников Р.Б. и др. Высокотемпературное ядерное топливо. М.: Атомиздат, 1978, 432 С.
101. Imoto S. Chemical State of Fission Products in Irradiated UO2//J.
Nucl. Mater. 1986. No.2. V. 7140. P. 19–27.
102. Колпаченков В.И., Ивановский М.Н., Морозов В.А. Влияние
примесей на давление пара цезия//Ядерная энергетика в космосе,
(Обнинск, май 1990 г.): Тез. докл. Ч. 1. С. 145–147.
103. Макиссон Р. Коррозия катода термоэмиссионного преобразователя /В кн. Термоэмиссионные преобразователи энергии. М.:
Атомиздат, 1964.