100 kWe月面核电站方案研究

刘凯旋，张威震，解家春，吕 征

（中国原子能科学研究院反应堆工程技术研究部，北京 102413）

0 引言

随着人类空间探索需求的日益增加和载人航天技术的逐渐成熟，载人登陆月球和建设月球基地已经成为了各国近期重点目标。受到太阳光照的影响，长周期大型月球基地必须采用核能作为能量来源。月球表面核电站不受日照条件和地理条件的限制，环境适应性强，能量密度高，结构紧凑，被认为是月球基地最理想的能源供给方案［1-2］。美国、俄罗斯在太空探测的星表核电源方面开展了大量的研究：美国提出了诸多创造性的月面核电站方案，如SNAP-8［3］、SNAP-3［4］、SP-100［5］、HOMER［6-7］、HOMER-15［8］、Kilopower［9］、FSP［10］等，其 中电功率约40 kWe、采用斯特林转换的星表裂变电源（FSP）方案和电功率为1～10 kWe的Kilopower空间核电源方案为美国近期研究的重点；俄罗斯则一直把热离子型空间核反应堆电源和兆瓦级核电推进空间核动力飞船作为主要工作内容。

本文在分析国内外星表核电源方案的基础上，结合国内核反应堆技术发展水平，侧重经济性和技术成熟度，开展电功率100 kWe、寿期大于10 a的月面核电站系统方案研究，进行反应堆方案和系统系统设计，并对方案关键参数进行初步分析，以期为月面核电站研究奠定一定的基础。

1 系统选型研究

1.1 堆型

反应堆按中子能谱可分为热中子堆、超热中子堆和快中子堆。这三种堆型各有其特点，一般情况下都能满足设计需求。快堆不需要慢化剂，布置更加紧凑，这样堆芯的质量和体积较小，还可以减少径向反射层的厚度与质量，而且快堆中子泄漏率最大，更适合采用堆外控制方式进行控制，可以简化堆芯结构，提高可靠性。因此，本方案采用快中子谱反应堆。

1.2 核燃料

根据调研，目前用于星表核反应堆的燃料主要有UO2、UN和U-ZrH燃料。为获得较高的热电转换效率，星表核反应堆的运行温度一般高于1 000 K，从安全考虑不宜使用U-ZrH燃料。而UN燃料目前还处于研发阶段，技术成熟度较低。UO2的国内加工制造技术更加成熟，实验数据和性能参数更加全面，应用经验也更多。因此，本方案首先使用UO2作为燃料材料。

1.3 结构材料

为了简化堆内不同结构材料与冷却剂、不同金属材料之间的接触相容问题，考虑将燃料包壳和其他结构部件使用相同的材料。空间核反应堆对结构材料的要求，需要具有良好的中子物理特性和合适的热物理特性，还必须具有高强度、耐高温、抗蠕变、相容性好、耐受辐照效应等性能。316不锈钢辐射性能好，来源广泛，易加工成型，被广泛应用于核电站的反应堆中。经综合考虑，本方案反应堆部分使用316不锈钢作为包壳和结构材料的首选材料。

1.4 冷却剂

一般可用于快堆冷却剂的液态金属有Li、Na、K、NaK-78（22%Na+78%K，质量分数）。空间核反应堆常用的冷却剂热物理性质参数见表1 。

表1 空间堆常用冷却剂热物理性质参数Tab.1 Thermophysical property parameters of common coolant used for space nuclear reactors

NaK-78合金室温下为液态，这使得NaK-78合金具有充装方便和易于保持液态并避免熔化-凝固问题的特点，简化了试验操作。月表如果需要加热，NaK-78所需的热量也是最少的，且NaK-78合金与SS-316在材料相容性较好，本方案拟采用NaK-78作为首选堆芯冷却剂。

1.5 反射层材料

选择径向反射层时，需要尽量保持堆芯体积小，易于地面处理，并满足发射安全要求。目前大多数空间堆采用Be和BeO作为反射层材料。遵循尽量简化堆芯结构的原则，本方案反应堆部分计划只采用转鼓控制反应性。与BeO相比，Be的宏观散射截面更低，但Be的延展性更好，对温度、辐照引起的膨胀和开裂不敏感，因此，采用Be作为反射层的主要材料。而对于燃料棒内的轴向反射层，由于温度更高且为了减小温度引起的材料膨胀效应，拟采用BeO作为轴向反射层材料。

1.6 反应性控制

反应性控制方式可分为堆内控制和堆外控制。堆外控制鼓方式，通过改变径向反射层内的中子泄漏和吸收反应速率实现对堆芯的反应性控制，在机械结构上更易实现，技术比较成熟。因此，本方案首选控制鼓作为主要的反应性控制方式。Be/B4C控制鼓在空间堆中较为常见，通常将B4C吸收体做成横截面放置在圆柱形控制鼓的一侧，吸收体转到靠近堆芯的一侧时，中子吸收增强，反应性下降；吸收体转到远离堆芯的一侧时，中子吸收减弱，反应性上升。通过堆芯物理和控制程序的设计，控制鼓既能调节堆芯功率，也能实现启动和迅速关停反应堆等操作。

1.7 能量转换系统

本方案的功率指标为100 kWe，考虑到传输损耗和系统内部负载，能量转换系统实际输出的电功率应该大于100 kWe。参考FSP能量转换系统83.3%的电输出效率，得出能量转换系统应产生不低于120 kWe的电功率。本方案使用斯特林循环将堆芯热能转换为电能。国内在自由活塞式斯特林发电机的研制上已经开展相关论证和技术分析工作，目前已经在研自由活塞式斯特林发电机的功率大于15 kW，转换效率大于25%，如图1所示。因此，能量转换系统拟采用8台电功率不低于15 kWe的自由活塞式斯特林发动机，热电转换效率拟定不低于25%，算出堆芯热功率为480 kWe。

图1 15 kWe斯特林发电机结构图Fig.1 Structure of 15 kWe Stirling generator

2 方案设计

2.1 堆芯结构

反应堆筒体简单考虑为圆筒形，包络尺寸为Ф52.0 cm×78.4cm，如图2所示。堆芯方案采用199根两种235U富集度的UO2燃料棒，外层48根燃料棒的235U富集度为50%，内部151根燃料棒的235U富集度为89%。为保证反射掉落事故下能满足临界安全要求，在燃料芯块中添加质量分数为3.2%的Gd2O3作为谱移吸收体材料，可满足在最坏的掉落环境中，堆芯有效增殖因数keff仍然小于0.98。

图2 堆芯结构Fig.2 Structure of the reactor core

6个较大的圆柱形转动控制鼓组成反应性控制系统，控制鼓主体材料使用和径向反射层相同的金属Be，表面覆盖阳极氧化处理的BeO薄膜。吸收体主体材料为B4C，厚度1.0 cm。控制鼓周围的Be反射层使用0.5 mm的316不锈钢筒体包裹，控制鼓筒体与反射层筒体之间留有0.5 mm的空隙，填充He气。计算确定径向反射层厚度为13.8 cm，轴向反射层厚度为10.0 cm，控制鼓吸收体厚度为0.5 cm。

2.2 反应堆物理分析

计算出反应堆的初始剩余反应性和停堆深度，见表2。初始剩余反应性约为3.555 9%Δk/k，停堆深度约为12.479 6%Δk/k，两种情况下的keff都能满足设计准则。

表2 寿期初剩余反应性和停堆深度Tab.2 Excess reactivity and shutdown margin at the beginning of service life

根据反应性温度效应计算结果，全堆多普勒效应/能谱效应为0.788%Δk/k，材料膨胀效应为-1.051%Δk/k，全堆总的温度效应仅为-0.256%Δk/k。与其他小型快堆相比，本方案全堆负温度效应较小，主要因为燃料使用温度较低，侧反射层使用了较多的金属Be，燃料温度低的正多普勒效应不大，而侧反射层的负能谱效应明显。因此，全堆具有较小的负温度效应，这种特点有利于反应堆反应性控制。

计算得出燃料芯块内最大快中子累计注量为1.873 8×1022n/cm2。堆芯筒体和反应堆容器内的最大快中子累计注量分别为9.879 2×1022n/cm2和2.807 4×1022n/cm2，小于设计限值（中国实验快堆反应堆容器内大于0.1 MeV的中子注量限值为1022n/cm2）。燃料燃耗深度在寿期内直线上升，燃料总体燃耗为19.89 GWd/t（U），相对较浅，且寿期末keff下降到1.022 63±0.000 26，大于1.02，满足设计要求。

根据MCNP轴向功率密度计算结果，可得到如图3所示的功率密度轴向分布情况。轴向功率密度曲线以z=0处为轴呈对称分布，最高约63 W/cm3，功率密度数值沿原理活性区中平面方向迅速下降，但靠近轴向反射层处略有上升。轴向功率不均匀因子寿期初为1.192 1，寿期末为1.191 2，均小于1.2。堆芯总的功率不均匀因子寿期初为1.323 8和1.320 1，堆芯功率分布展平效果良好，对热工计算较为有利。

2.3 系统结构与布置

图3 堆芯轴向功率密度分布（热态，寿期初-寿期末）Fig.3 Axial power density distribution of the reactor core（hot state，beginning-end of service life）

月面核电站系统结构如图4所示。每个控制鼓采用独立驱动机构，以增强反应性控制的灵活性。屏蔽体材料初步考虑采用钨金属、水或B4C粉末等。热电转换系统拟采用4台斯特林转换器，每台转换器包括两台15 kWe自由活塞式斯特林发动机，采用双机对置的方式，以减少工作时可能产生的震动。余热排放系统包括4片热管式辐射器翼板，单片翼板展开总长约为18 m，高度为4 m，完全折叠后最大宽度小于4 m。

图4 星表核电源系统结构Fig.4 Schematic diagram of the structure of lunar surface nuclear power system

2.4 初步热工分析

初步热工分析的目的为验证反应堆方案的合理性，计算结果如图5所示。燃料棒最高温度约为987 K，芯块整体平均温度约为892 K，最低温度约为801 K，与冷却剂入口温度持平，这也间接表明下端反射层在轴向温度变化很小。燃料包壳最高温度约为872 K，小于873 K，中国实验快堆采用316类不锈钢燃料包壳，运行状态最高可使用温度不超过973 K，可认为本方案燃料包壳温度满足许用限值。

NaK冷却剂流道入口温度800 K，出口温度约862 K，流体域平均温度约为835 K，由燃料棒入口至出口产生约36.8 kPa的压降。FSP相关研究表明，NaK回路在小于140 kPa压降和低于850 K温度的工作条件下，对回路的腐蚀较弱，不会影响系统正常运行。因此，可认为本方案堆芯冷却剂运行压力、堆芯压降和流量较为合理。

图5 通道中平面温度分布云图Fig.5 Contours of the plane temperature in the channel

2.5 特殊临界安全分析

反应堆电源在发射过程中可能发生事故而掉落，由于掉落之后周围环境的复杂性，可能导致堆芯发生临界安全问题。美国在FSP、HOMER等星表堆的设计方案中均要求反应堆掉落地面时keff小于0.985。保守考虑，本方案将此设计准则定为keff小于0.98。初步考虑最坏的情况，即反应堆容器发生破损，反射层和控制鼓脱落，堆芯NaK冷却剂流失，且渗入淡水或海水，堆芯筒体外被湿沙或干沙包围。计算结果见表3。

表3 掉落事故临界计算结果Tab.3 Critical calculation results of crash accidents

计算时，干沙密度取1.7 g/cm3，海水密度取1.023 343 g/cm3（25 ℃）；湿沙假设为64% 干沙和36% 海水的混合物，密度为2.06 g/cm3（参考FSP［13］）；河水或淡水则直接使用纯水的参数，密度为1.0 g/cm3。对于含水的材料，使用MCNP计算时考虑其热化截面。对于被堆外包裹材料的模型，径向、轴向均按50 cm厚度处理，该厚度大于中子在介质中3倍扩散长度以上，因此，可认为是无限厚度介质。

针对发射掉落事故下各种反应堆模型的临界计算结果表明：在合理假设而不过度保守考虑的各种计算模型中，keff始终小于0.98的设计限值，且具有一定裕量。

3 结束语

本文提出了一套采用NaK-78冷却快堆、斯特林活塞式发电机热电转换、月表土壤屏蔽、电功率100 kWe适用于月球基地或火星基地的核反应堆电源系统方案，并重点针对反应堆模块，展开了方案选型、常规物理参数分析等工作。计算分析结果表明：本方案反应堆能够满足各项技术指标和设计准则，具有安全可靠、技术研发风险低等特点。