Ю.Г. Демянко, Г.В. Конюхов, А.С. Коротеев,
Е.П. Кузьмин, А.А. Павельев
ЯДЕРНЫЕ
РАКЕТНЫЕ
ДВИГАТЕЛИ
Под редакцией
академика А.С. Коротеева
МОСКВА
ООО « Норма-Информ»
2001

ББК 31.4
УДК 629.7.036.8
Я 34
Ядерные ракетные двигатели
Ю.Г. Демянко, Г.В. Конюхов, А.С. Коротеев, Е.П. Кузьмин, А.А. Павельев
ООО «Норма-Информ». 2001 г. - 416 с.
Я 34
ISBN 5-901498-05-4
Книга содержит первое в России систематизированное
изложение технической проблематики и истории разработки в СССР и в
США ядерных ракетных двигателей - приоритетных в 50-е - 80-е
годы XX века объектов советской и американской программ
совершенствования ракетно-космических технологий. Авторы книги
много лет работают в космической энергетике и принимали участие в
большинстве разработок, которые рассматриваются в ней. В основу
книги положены как результаты их собственных исследований, так
и недавно рассекреченные обширные технические материалы и
исторические документы многочисленных предприятий и организаций,
участвовавших в этих работах. Книга может быть полезна
специалистам ракетно-космической отрасли, студентам соответствующих
специальностей вузов, а также всем интересующимся вопросами
истории и перспектив разработки новых средств освоения космического
пространства.
230302020П.П1
Н60@3)-01 безобъявл-
ISBN 5-901498-05-4
© Ю.Г. Демянко, Г.В. Конюхов,
А.С. Коротеев, Е.П. Кузьмин,
А.А. Павельев. 2001 г.

Светлой памяти
Виталия Михайловича Иевлева
A9261990),
члена-корреспондента АН СССР,
научного руководителя разработок
отечественных ядерных ракетных
двигателей,
главного конструктора,
крупнейшего специалиста
в области космической энергетики и
ракетного двигателестроения
посвящают авторы эту книгу

ПРЕДИСЛОВИЕ
В предлагаемой вниманию читателей книге рассматриваются
проблемы теории и практики создания ядерных ракетных двигателей
и основанных на технологии таких двигателей космических
энергетических установок. Вопросы энергообеспечения космических
аппаратов всегда были в центре внимания создателей ракетно-космической
техники. Еще в первые годы бурного развития ракетостроения
(середина XX века), когда безраздельное господство в ракетной энергетике
принадлежало химическим топливам, логика, анализ и интуиция
исследователей настойчиво ставили проблему изучения иных
источников обеспечения транспортных и энергетических функций ракет и
космических аппаратов. Таких - помимо химических - источников
виделось два: энергия Солнца и ядерная энергия.
За прошедшие с тех пор полвека в обоих направлениях, равно
как и в двигателестроении на химических топливах, достигнут
огромный прогресс. Солнечная энергетика является ныне основой, на
которой строится энергообеспечение пилотируемых орбитальных
станций, низкоорбитальных и геостационарных спутников Земли,
других аппаратов, предназначенных для исследований
околосолнечного пространства. Ядерные устройства также неоднократно
использовались в космосе в виде радиоизотопных генераторов энергии или
установок с ядерными реакторами, обеспечивающих энергетические
потребности космических аппаратов военного и исследовательского
назначения.
Между тем ядерные ракетные двигатели, с изучения
проблематики которых и начались исследования космической ядерной
энергетики, пока не вышли в космос. Не вышли несмотря на то, что в их
разработку и создание были в свое время вложены - в США и в
СССР - значительные финансовые и материальные средства, что

программы создания таких объектов имели на определенных
отрезках времени высший государственный приоритет и в деле создания
ЯРД, по крайней мере, одной схемы (она наиболее подробно
рассматривается и в настоящей книге) были достигнуты
впечатляющие успехи. Всему этому есть обоснованные объяснения, и они
также рассматриваются в предлагаемой работе.
Отдельная глава книги (седьмая) посвящена перспективам
применения ЯРД и основанных на их технологии ЯЭУ. Ознакомление с
нею даст читателю возможность представить себе как дальнейшие
пути исследования космоса, так и варианты транспортно-энергети-
ческого обеспечения космических задач, стоящих в повестке XXI века.
При этом важно помнить о принципиальных изменениях, которые
произошли в последние десятилетия во взглядах на первоочередные
сферы применения ЯРД и ЯЭУ. Если сорок лет назад эти
устройства предназначались, в первую очередь, для оснащения баллистических
ракет как средств взаимного нападения противостоящих одна
другой двух ядерных сверхдержав, то ныне речь идет - порукой тому
политические, технические, экологические и иные основания - об
использовании ЯРД и ЯЭУ исключительно вне Земли и земной
атмосферы, использовании в ходе согласованных действий в интересах
всего человечества. А это является гарантией того, что лучшее из
достигнутого в разработках ЯРД в СССР и в США будет в будущем
соединено воедино.
Авторы книги много лет работают в космической ядерной
энергетике и принимали участие в большинстве разработок, которые
рассматриваются в ней. Но конечно, как и в других работах,
посвященных сложным техническим проблемам, круг подлинных творцов
данной книги значительно более широк. Поименовать всех
участников не только персонально, но даже в форме всеобъемлющего
перечисления организаций и предприятий, чьими представителями они
являются, не представляется возможным. Частично эти затруднения,
может быть, искупаются многочисленными литературными
ссылками и некоторыми пояснениями в тексте. Мы благодарим всех
коллег, рядом с которыми прошли трудные этапы становления нового

направления в ракетно-космической технике, и будем признательны
всем читателям за отзывы о книге и указания на возможные
неточности и недостатки.
Главы 1, 2, 4 книги, часть глав 3 и 6 написаны Ю.Г. Демянко,
основная часть главы 3 и один из фрагментов главы 4 - Г.В.
Конюховым, глава 5 - АЛ. Павелъевым, глава 7 - Е.П. Кузьминым.
А.С. Коротеев принимал участие в работе над всеми разделами, а
также осуществил, с участием Ю.Г. Демянко, общее редактирование
книги. Авторы выражают искреннюю признательность А.В.
Борисову и Н.И. Петрову, принявшим участие в работе над главой 3,
В.М. Мартишину, участвовавшему в написании глав 5 и 6, а также
Г.Д. Глуховой, С.Н. Канаевой, Е.С. Кузнецовой, СП. Линенко,
ВА. Макеевой, Т.В. Суворовой, Е.С. Федюниной, принявшим на себя
нелегкий труд технического оформления книги.

Глава первая
Глава первая
КРАТКИЙ ИСТОРИЧЕСКИЙ ОЧЕРК
РАЗРАБОТКИ ЯРД В СССР И В США
Первые мысли об использовании ядерной энергии в летательных
аппаратах высказывались исследователями в России и за рубежом еще
в начале XX века. Но конкретную, инженерную форму эти идеи стали
приобретать лишь к середине столетия, когда в США (Чикаго, 1942 г.)
и в СССР (Москва, 1946 г.) были введены в эксплуатацию первые
ядерные реакторы, когда с огромным не только научным, но и
политическим эффектом были взорваны первые американская A945 г.) и
советская A949 г.) атомные бомбы. Возникшее в те годы и быстро
нараставшее противостояние двух сверхдержав и созданных ими
военно-политических союзов заставляло каждую сторону искать все новые
возможности усиления своего могущества с целью увеличения
силового давления на вероятного противника. Главное место в этом процессе
занимало совершенствование и наращивание мощи ядерного оружия,
а также создание средств доставки его на межконтинентальную
дальность. Последняя проблема была особенно актуальной для СССР,
окруженного в те годы базами стратегической авиации стран НАТО и не
имевшего своих баз с аналогичным подлетным временем вблизи
границ США.
Тем не менее, первые исследования по самолетам и ракетам с
ядерными силовыми установками были развернуты именно в США.
Уже вскоре после окончания войны там одна за другой появляются
работы [1.1, 1.2, 1.3 и др.], в которых рассматриваются
возможности, открываемые применением ядерной энергии в авиационной и
ракетной технике, предлагаются схемы самолетных и ракетных ядерных

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 9
двигателей. Помимо военного назначения, прогнозируется применение
ракет с ЯРД для изучения космического пространства, притом даже в
более поздний период A958 г.) доминирует мысль о том, что «ядерная
энергия открывает единственно возможный в настоящее время путь к
осуществлению межпланетных полетов в Солнечной системе» [1.4].
После примерно 8-летнего периода начальных исследований в США,
начиная с 1955 г., развертываются масштабные работы по
непосредственной разработке ядерных ракетных двигателей (программа «Ровер»)
и ядерных прямоточных ВРД (программа «Плуто») для крылатых
ракет. К их реализации привлекаются крупнейшие
научно-исследовательские центры: Лос-Аламосская лаборатория (ЛАСЛ), Райтовский Центр
ВВС и др. На развитие этих разработок выделяются значительные
бюджетные средства (к концу 1960 г. общая сумма ассигнований на
реализацию обеих программ составила 135 млн. долларов, а в 1961-62 гг. -
еще 95 млн.). Большое внимание уделяется не только созданию
собственно ядерных реакторов и двигателей, но и строительству
сложнейших испытательных комплексов для их отработки на атомном
полигоне Джекасс-Флэтс в штате Невада и в Лос-Аламосе.
В качестве базовой в США была принята вначале «лобовая»
концепция создания ЯРД, согласно которой вслед за необходимым
минимумом расчетов проектировался и строился стендовый гомогенный
ядерный реактор, при испытании которого предполагалось выявить и
разрешить все возникшие узловые вопросы. Такая концепция оказалась
порочной, но обнаружилось это позднее.
Первым из экспериментальных реакторов ЯРД в США был «Ки-
ви-А», разработанный ЛАСЛ и собранный в июне 1958 г. на Альбу-
керкском заводе ядерного оружия. Активная зона этого реактора была
выполнена из большого числа тепловыделяющих элементов (твэлов) в
форме графитовых, пропитанных обогащенным ураном (90% по
изотопу уран-235) плоских пластин, в каналах между которыми должен
был протекать и нагреваться до -1900 К газообразный водород. В
центре активной зоны располагалась группа из тринадцати
управляющих стержней-поглотителей нейтронов. Замедлителем нейтронов
служила тяжелая вода.

10
Глава первая
Первое испытание реактора «Киви-А» состоялось на полигоне
Джекасс-Флэтс 20 июня 1959 г. (рис. 1.1). После физического пуска
реактор работал на малой мощности около 5 минут. 1 июля того же
года проведено повторное, заключительное испытание, в ходе
которого получена расчетная температура нагрева водорода. Затем реактор
был подвергнут разборке, дефектации, радиохимическим и
металлургическим исследованиям.
Испытания «Киви-А», как и все последующие испытания
реакторов этой серии, проводились с открытым выбросом нагретого водорода в
атмосферу (реактор на стенде располагался вертикально, выхлопная
струя из сопла направлялась вверх). Активность продуктов выхлопа
была невысокой (при температуре твэлов около 1900 К она и не могла
быть иной), максимум выпадения радиоактивных осадков наблюдался
на расстоянии 1,6 км от стенда и был столь невелик, что ограничений
на проведение работ в этой зоне практически не вводилось.
Вслед за реактором «Киви-А» были созданы конструкции «Ки-
ви-AI» (испытан на расчетной мощности 8 июля 1960 г. в течение
15 мин.) и «Киви-АШ» (испытан 19 октября 1960 г. в течение около
15 мин.), завершившие первую фазу программы «Ровер», после чего
начались испытания реакторов
следующей серии - «Киви-В»,
значительно модифицированных
и приближенных по конструкции
к проектировавшемуся летному
варианту (твэлы в форме
плоских пластин заменены на полые
шестигранные стержни, вместо
тяжелой воды в качестве
замедлителя нейтронов применена
окись бериллия, изменена
конструкция органов регулирования
мощности и др.). Испытания
первого из реакторов новой серии -
«Киви-В-1А» (единственного в
этой серии, предназначенного для
Рис. 1.1 Первый
экспериментальный реактор США «Киви-А»
на испытательном стенде

Краткий исторический очерк разработки ЯРД
11
испытаний на газообразном водороде) были успешно начаты 28
июля 1961 г., а 7 ноября того же года при подготовке к
следующему пуску реактор получил повреждение вследствие взрыва водорода
из-за неисправности одного из клапанов (получили травмы 9
человек). Тем не менее испытания реактора были продолжены и
завершились 7 декабря 1961 г. (в ходе последнего пуска разрушилась
активная зона, отмечен выброс в выхлопную струю части твэлов,
реактор был остановлен вследствие появления утечки водорода).
Второй реактор новой серии - «Киви-В-1В» был испытан
(впервые - на жидком водороде) 1 сентября 1962 г. (рис. 1.2). Несмотря на
успешный запуск и относительно стабильное начало работы на
стационарном режиме F0 % от запланированной мощности), испытание
оказалось крайне неудачным: произошло разрушение активной зоны,
через сопло начали вылетать обломки твэлов, обнаружилась большая
утечка водорода вследствие повреждения вентиля на измерительной
системе.
Через 3 месяца, 30 ноября 1962 г., состоялось испытание
следующего реактора - «Киви-В-4А» (с улучшенной конструкцией крепления
твэлов), продолжавшееся 260 с.
Испытание было прекращено
досрочно вследствие появления
внутри реактора сильной вибрации
(как полагали, связанной с
особенностями фазового перехода
жидкого водорода в газообразный)
и наблюдавшихся вспышек
пламени в выхлопной струе (связан-
ных, вероятно, с выбросом
отдельных частей разрушенной
теплоизоляции активной зоны).
Испытания реакторов серии
«Киви-В» на этом не завершились,
но мы прервем пока рассказ об
этих работах и возвратимся на
несколько лет назад в СССР.
Рис. 1.2 Реактор «Kueu-B-IB» -
первый реактор США,
предназначенный для работы на жидком
водороде

12 Глава первая
В первые послевоенные годы, когда все усилия
специалистов-ядерщиков были направлены на создание и испытание первой атомной
бомбы, никаких исследований по вопросам применения ядерной
энергии в авиации и ракетной технике здесь не проводилось. Но уже в
начале 50-х годов под влиянием появившихся в западной печати
публикаций и результатов первых собственных расчетов советские
ракетчики и ядерщики стали уделять проблемам ядерных двигателей для
самолетов и ракет все возрастающее внимание. Первое упоминание об
этом в документах высокого уровня содержится в Записке по
стратегическим оборонным вопросам, направленной 18 ноября 1953 г. в
Президиум ЦК КПСС министрами В.А. Малышевым, Б.Л. Ванниковым,
М.В. Хруничевым, П.В. Дементьевым и Д.Ф. Устиновым. В ней
излагались предложения, выработанные специальным совещанием «с
участием главных конструкторов по авиационной технике тт. Туполева,
Мясищева, Лавочкина, Микояна; руководителей
научно-исследовательских институтов авиационной промышленности тт. Макаревского,
Келдыша, Дородницына и др.; главных конструкторов по ракетной
технике тт. Королева, Глушко, Пилюгина, Кузнецова, Коноплева, Бори-
сенко и руководителей научно-исследовательского института
оборонной промышленности тт. Спиридонова и Янгеля; ученых-физиков
Министерства среднего машиностроения - академиков тт. Курчатова, Щел-
кина, Александрова и др.», которыми, в частности, рекомендовалось
«в целях дальнейшего улучшения летных данных крылатой ракеты *
... приступить к разработке прямоточного воздушно-реактивного
двигателя с использованием атомной энергии, что позволит получить
практически неограниченные дальности и резко снизить полетный вес
ракеты». В подписанном 20 ноября 1953 г. председателем Совета
Министров СССР Г. М. Маленковым постановлении правительства,
предписывалось: «5. Назначить академика т. Келдыша М. В. научным
руководителем всех работ по созданию крылатых ракет как с прямоточным
воздушно-реактивным двигателем, так и с прямоточным двигателем с
использованием атомной энергии».
* Исследовательские работы по крылатой ракете с двигателями на
химическом топливе велись в то время в рамках «темы Т-2» в ряде институтов и
КБ авиационной и оборонной промышленности. - Прим. авт.

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 13
Несколько позднее в советском правительстве появились
предложения о создании боевых самолетов с атомной силовой установкой.
Так, в Записке в Президиум ЦК КПСС от 13 октября 1954 г. первый
заместитель министра обороны СССР A.M. Василевский и главком
ВВС П.Ф. Жигарев отмечали, что «после 8 лет исследовательских
работ над самолетом с атомной установкой в США приступили к его
практическому созданию. Заключён контракт ВВС США с фирмой Кон-
солидейтед Валти на постройку опытного самолета и с фирмой
Дженерал Электрик - атомной силовой установки для него. Параллельно
заключены контракты на эскизное проектирование самолета с
фирмами Боинг и Локхид и атомной установки для него с фирмой Пратт
Уитни. Некоторые зарубежные исследователи указывают, что
создание самолета с атомной силовой установкой является реальной
задачей, которая может быть решена в течение ближайших пяти лет».
Предлагалось поручить министерствам авиационной промышленности
и среднего машиностроения «проработать вопросы о создании атомной
авиационной силовой установки и самолета с ней и доложить свои
соображения по этому вопросу ЦК КПСС».
Работы как по первому направлению (крылатая ракета с
атомным двигателем), так и по второму (самолет - бомбардировщик с
атомной силовой установкой) были вскоре в СССР широко развернуты,
имеют свою захватывающую и драматичную историю, но ее изложение
выходит за рамки книги, посвященной космической ядерной энергетике.
Что же касается первых (расчетно-теоретических) работ в СССР
по ядерным двигателям для ракет, то они также относятся к 1954
году и были выполнены И.И. Бондаренко, В.Я. Пупко и др. в
лаборатории «В» (ныне ГНЦ «Физико-энергетический институт») в г.
Обнинске Калужской обл. В следующем, 1955 году*к этим
исследованиям по инициативе М.В. Келдыша подключается небольшая
(первоначально) группа инженеров НИИ-1 Минавиапрома (ныне
Исследовательский Центр имени М.В. Келдыша) во главе с В.М. Иевлевым.
Работы в НИИ-1 начались с теоретического анализа и обоснования
выбора принципиальных схем ЯРД, но уже в 1956 г. была
сформулирована программа первых экспериментальных работ. Как отмечал в
1973 г. научный руководитель работ по ЯРД член-корреспондент АН

14 Глава первая
СССР В.М. Иевлев [1.5], «в этих исследованиях принимали участие
Л.Ф. Фролов, A.M. Костылев, B.C. Кузнецов, М.М. Гурфинк,
В.П. Горда, В.Н. Богин, автор настоящей статьи и др., немного позже
подключились к работе (но внесли очень большой творческий вклад в
нее) А.Б. Пришлецов, Ю.А. Трескин, А.А. Поротников, К.И.
Артамонов, В.А. Зайцев, Ю.Г. Демянко, А.С. Коротеев и др.». Работа была
начата в лаборатории 8, начальник которой член-корреспондент АН
СССР А.П. Ваничев, как и начальник института В.Я. Лихушин,
активно поддержали новое направление.
Тогда же начинают проявлять интерес к ядерным двигателям,
организуют небольшие группы молодых энтузиастов для первых
проработок главные конструкторы ракетной техники: двигателисты -
М.М. Бондарюк, В.П. Глушко и ракетчик - СП. Королев. В те годы
складывается долговременное творческое содружество ученых и
специалистов различных профилей и отраслей: ракетчиков, двигателистов,
физиков, материаловедов, военных, содружество, заявившее о себе
впоследствии многими научно-техническими достижениями.
Первое постановление правительства по рассматриваемой
тематике было подписано 22 ноября 1956 г. [1.6]. В нем предписывалось
начать «работы по созданию баллистической ракеты дальнего
действия с атомным двигателем», утвердить главным конструктором
ракеты СП. Королева, главным конструктором двигателя В.П. Глушко,
научным руководителем работ по созданию реактора для двигателя
А.И. Лейпунского.
Несмотря на то, что текст постановления был известен очень
узкому кругу лиц, оно резко активизировало работу, подключило к ней
новые силы. Это сказалось, в частности, в такой важной сфере, как
подготовка кадров. С сентября 1956 г., то есть за три месяца до
издания документа, на факультете авиадвигателей Московского
авиационного института были организованы учебные группы из наиболее
сильных студентов для подготовки специалистов по новому
направлению (двое из авторов данной книги, приступив тогда к занятиям на
четвертом курсе, оказались неожиданно для себя в новом
специализированном студенческом коллективе). Специальные главы
математики, нейтронная физика, теплотехника реакторов (лекции по этому

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 15
курсу читал молодой инженер, ныне академик РАН Н.Н. Пономарев-
Степной), обширные практикумы на реакторах Института атомной
энергии (ныне - РНЦ «Курчатовский институт») - это было далеко не
все, что приходилось тогда осваивать неофитам. Вскоре подобные
специализации были организованы в МФТИ и МВТУ. Эти три института
подготовили в 50-е - 70-е годы свыше тысячи специалистов,
составивших основу конструкторских, исследовательских, испытательских
коллективов, занятых разработкой ЯРД.
С. П. Королев выполнил предписанное ему правительственным
постановлением поручение. Точно в срок, во II квартале 1957 г., его
ОКБ представило итоги восьмимесячной работы в новом направлении:
«Предварительные результаты исследования перспектив ракет
дальнего действия». Возможности создания и применения ракет с ядерными
двигателями оценивались в этом труде достаточно оптимистично.
Проведенные в 1956-57 гг. проработки схем ядерных двигателей
выдвинули из всего многообразия на первый план три перспективных
варианта ЯРД: с твердофазным реактором (с твердыми поверхностями
теплообмена), с газофазным реактором, с нагревом в ядерном реакторе
горючего и окислителя и их последующим сжиганием в камере
сгорания (от последней схемы в дальнейшем отказались, как не
обеспечивающей значительного увеличения удельного импульса тяги). Первый
вариант (получивший условное наименование «схема А») мог
обеспечить удельный импульс (с водородом в качестве рабочего тела) до 850-
900 с, второй («схема В») - до 2000 с, но содержал, в отличие от
первого, множество неисследованных проблем. В то время как по
двигателю с газофазным реактором намечался длительный комплекс
исследований, ЯРД с твердофазным реактором представлялся (при том,
что тоже содержал немало нерешенных вопросов) значительно более
близким к практической реализации.
В те годы были широко развиты теоретические и
экспериментальные исследования в области теплообмена, гидродинамики, технологии
тугоплавких материалов (НИИ-1), нейтронной физики и управления
(ФЭИ и ИАЭ), разработки оптимального состава и конструкции твэ-
лов (НИИ-9, ныне НИИНМ им. А.А. Бочвара). Одновременно были
развернуты проектно-инженерные проработки по составу и облику
стендовой базы для испытаний и отработки ЯРД.

Глава первая
В.М. Иевлевым был выдвинут в 1957 г. принцип обеспечения
максимальной поэлементной отработки узлов реактора ЯРД на
электротермических и плазмотронных стендах, что позволяло уменьшить
ооъем необходимых реакторных испытаний. А это, в свою очередь,
послужило важным аргументом для выбора гетерогенной схемы
реактора, схемы, в которой материал замедлителя нейтронов расположен
отдельно от тепловыделяющих элементов, содержащих уран. Твэлы
при этом окружены тепловой изоляцией и заключены в
металлический корпус, формирующий законченный, самостоятельный узел
реактора - тепловыделяющую сборку (ТВС). Ориентация на гетерогенный
реактор и поэлементную отработку его узлов обозначила
фундаментальное различие программ создания ЯРД в СССР и США, и это
различие оказалось, как было позднее признано в том числе и
американскими специалистами, в пользу советской программы.
30 июня 1958 г. было подписано второе, значительно более
развернутое постановление правительства по проблеме создания ЯРД. В
нем (и приложениях к нему) детально сформулированы этапы работ и
сроки их выполнения, изложены поручения десяткам
исследовательских, проектных, конструкторских, строительных, монтажных
организаций. Там же впервые была документально соединена воедино
известнейшая ныне триада - три «К» - отечественных ученых:
«Научное руководство работами в целом поручить академику М.В.
Келдышу, академику И.В. Курчатову и академику СП. Королеву».
На основании Постановления от 30 июня 1958 г. в ОКБ-1 СП.
Королева, ОКБ-456 В.П. Глушко и ОКБ-670 М.М. Бондарюка были
развернуты проектно-конструкторские работы по определению облика
ракет с ЯРД. В ОКБ-1 разрабатывались эскизные проекты
одноступенчатой баллистической ракеты ЯР-I и двухступенчатой
комбинированной (ядерно-химической) ракеты ЯХР-П [1.7]. В обеих ракетах
предусматривалось применение ЯРД тягой 1400 кН. В варианте ЯР-I он
был единственным двигателем, а в варианте ЯХР-П использовался на
второй ступени.
Первая ступень ракеты ЯХР-П оснащалась ЖРД и исполнялась в
блочном варианте со схемой старта, аналогичной схеме старта ракеты
Р-7. Ракета имела стартовый вес 850-880 т и могла выводить на

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 17
орбиту ИСЗ полезный груз массой 35-40 т. Двигатели всех блоков
запускались на Земле (ЯРД ракеты ЯХР-П устанавливался в
центральном блоке - второй ступени «пакета»). При запуске ЯРД в
качестве промежуточной фазы предусматривался физический пуск (с
увеличением мощности реактора от нуля до 0,1% от номинального
уровня при отсутствии расхода рабочего тела и, соответственно, тяги).
Вывод ЯРД ракеты ЯХР-П на главную ступень производился в полете
за несколько секунд до отделения боковых блоков (разделение
осуществлялось по схеме, принятой для ракеты Р-7).
В ходе разработки эскизных проектов ядерной и
ядерно-химической ракет ОКБ-1 в двигательных ОКБ были выполнены несколько
проектов ЯРД с твердофазным реактором. Так, в ОКБ-456 (ныне НПО
«Энергомаш» имени В.П. Глушко), где работы начались в 1956 г.,
последовательно были выполнены эскизные проекты двигателей: в
1959 г. - РД-401 (с водным замедлителем нейтронов) и РД-402 (с
бериллиевым замедлителем), имевших тягу в пустоте 1680 кН при
удельном импульсе тяги 428 с (рабочим телом служил жидкий
аммиак), позднее A962 г.) - РД-404 тягой 2000 кН при удельном
импульсе тяги 950 с (рабочее тело - жидкий водород) и РД-405 A963 г.)
тягой 400-500 кН с реактором, имевшим замедлитель из гидрида
циркония и бериллиевый отражатель. В этих проектах были обоснованы
многие специальные вопросы: использование гетерогенных реакторов
с твердыми замедлителем и отражателем, замкнутая по газовому
тракту схема привода турбонасосного агрегата, принцип рулевого
управления путем качания двигателя на карданном подвесе, многосопловая
конструкция двигателя, позволявшая существенно сократить его
продольный габарит и др. Однако в 1963 г. разработка двигателей с
твердофазным реактором в ОКБ-456 была прекращена в пользу
развертывания силами того же коллектива (Р.А. Глиник, Г.Л. Лиознов,
Е.М. Матвеев, К.К. Некрасов, В.Я. Сироткин, В.Н. Петров и др.)
работ по газофазным ЯРД.
Параллельно с ОКБ-456 несколько проектов ЯРД с твердофазным
реактором разработало в те же годы ОКБ-670 (ведущий конструктор
темы В.А. Штоколов). Рабочим телом в этих разработках служил
аммиак со спиртовой смесью, управление ступенью ракеты осуществ-

18 Глава первая
ля лось посредством газовых рулей. Наиболее примечательным был
проект двигателя АРД-ЗВ с реактором, где в качестве замедлителя
использовалась вода.
Эскизные проекты ракет ЯР-I и ЯХР-П были завершены в
ОКБ СП. Королева (с учетом материалов по ЯРД, разработанных
в ОКБ В.П. Глушко и М.М. Бондарюка) 30 декабря 1959 г. В
резюме проектных материалов содержался принципиальной
важности вывод о необходимости продолжения разработок ЯРД для
применения в составе ракет-носителей космического назначения и
нецелесообразности дальнейшей разработки боевой
баллистической ракеты ЯР- I или ее модификаций.
На основе полученных материалов ОКБ-1, не дожидаясь
завершения эскизных проектов ракет ЯР-I и ЯХР-П, уже в середине 1959 г.
выдало технические задания ОКБ-670 ГКАТ и ОКБ-456 ГКОТ на
разработку эскизных проектов ЯРД схемы «А» тягой
(соответственно) 2000 кН и 400 кН. После выхода 23 июня 1960 г. по
инициативе СП. Королева Постановления правительства «О создании
мощных ракет-носителей, спутников, космических кораблей и освоении
космического пространства в 1960-1967 гг.» (это постановление дало
начало разработке крупнейшей отечественной ракеты-носителя Н-1)
ранее выданные ТЗ на разработку ЯРД были конкретизированы и
уточнены с учетом выявившейся к тому времени целесообразности
замены в ЯРД (в качестве рабочего тела) аммиака жидким
водородом и повышении в связи с этим удельного импульса тяги двигателя
до 900-950 с.
Проведенные в тот период ОКБ-1 совместно с НИИ-1 и
двигательными ОКБ исследования показали, что наиболее перспективным
направлением повышения эффективности носителя Н-1 является
создание на его основе двухступенчатых носителей с ЯРД на второй
ступени, обеспечивающими увеличение масс, выводимых на орбиту ИСЗ, в
2-2,5 раза при использовании двигателя схемы «А» и в 6-10 раз с
двигателем схемы «В». Применение ЯРД при доставке груза на Луну
обеспечивало увеличение его конечной массы в сравнении с
использованием кислородо-водородных ЖРД на 75-90% (схема «А») и 135-175%
(схема «В»).

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 19
При осуществлении пилотируемой экспедиции на Марс
использование в составе ракетных космических комплексов ЯРД схемы «А»
могло снизить, как показывали исследования тех лет, суммарную
массу начального груза, выводимого на орбиту ИСЗ, на 40-45% в
сравнении с вариантом применения кислородо-водородных ЖРД.
Использование ЯРД схемы «В» увеличивало соответствующий выигрыш до
50-60%. Кроме того, высокий удельный импульс тяги ЯРД схемы «В»
давал возможность расширить допустимый диапазон дат старта к Марсу
или существенно сократить длительность экспедиции.
27 сентября 1960 г. М.В. Келдыш, СП. Королев, А.П.
Александров, В.П. Глушко, М.М. Бондарюк, СП. Кувшинников и В.П. Мишин
направили Д.Ф Устинову, К.Н Рудневу и М.И. Неделину письмо, в
котором отметили, что «проведенные в 1956-1958 гг. рядом
организаций (НИИ-1 ГКАТ, ОКБ-1 ГКОТ, ОКБ-456 ГКОТ, ИАЭ им. Курчатова
АН СССР, лабораторией «В», ОКБ-670 ГКАТ и др.) комплексные
исследования по использованию атомной энергии в двигательных
ракетных установках и возможности создания ракет с ЯРД на разных
рабочих телах показали, в частности, техническую реальность создания
ракеты с ядерной двигательной установкой, использующей в качестве
рабочего тела жидкий водород». Отметив необходимость создания «в
возможно короткие сроки промышленной базы получения жидкого
водорода», подписавшие письмо руководители ведущих оборонных НИИ
и ОКБ одновременно предложили «всемерно форсировать работы по
строительству экспериментальной базы для отработки ядерных двигателей».
Начало созданию такой базы было положено двумя годами ранее.
Головная роль в определении ее технического облика и структуры
отводилась в тот период предприятиям авиационной отрасли (позднее
эти функции перешли к Министерству среднего машиностроения), что
следует как из текста упоминавшегося выше постановления
правительства от 30 июня 1958 г., так и из нижеприводимого приказа
Государственного комитета СССР по авиационной технике (ГКАТ) по
вопросу выбора площадки для строительства первого объекта базы -
стенда с реактором РВД («Реактор взрывного действия», ныне носит
название ИГР), предназначенного для испытаний тепловыделяющих
сборок ЯРД.

20 Глава первая
ПРИКАЗ
Государственного комитета СССР по авиационной технике
№ 314 8 августа 1958 г.
Совет Министров СССР постановлением от 30 июня 1958 г.
№ 711-339 обязал Государственный комитет СССР по авиационной
технике совместно с Министерством среднего машиностроения,
Министерством обороны СССР и Государственным комитетом СССР по
оборонной технике до 1 сентября 1958 г. представить на утверждение
Совету Министров СССР предложения по выбору площадки на
полигоне № 2 Министерства обороны СССР для строительства стенда с
реактором и горячей лабораторией, а также представить план
основных работ по созданию указанных сооружений.
Во исполнение постановления Совета Министров СССР по
согласованию с Министерством среднего машиностроения, Министерством
обороны СССР и Государственным комитетом СССР по оборонной
технике приказываю:
1.Образовать комиссию в составе:
1. Ваничев А.П. от НИИ-1 ГКАТ
2. Иевлев В.М. от НИИ-1 ГКАТ
3. Берглезов В.Ф. от НИИ-1 ГКАТ
4. Каверзнев И.М. от НИИ-1 ГКАТ
5. Соколовский Н.Н. от Гипроавиапрома ГКАТ
6. Курбатов В.И. от ОКБ-456 ГКОТ
7. Глиник Р.А. от ОКБ-456 ГКОТ
8. Долгопятов A.M. от ОКБ-1 ГКОТ
9. Козлов В.Ф. от ЦНИИ-58 ГКОТ
10. Кучеров В.И. от МО СССР
11. Ерин В.П. от МО СССР
12. Рыжков И.А. от МО СССР
13. Долганов В.А. от МСМ
14. Петунии Б.В. от Института атомной энергии АН СССР
2. Председателем комиссии назначить доктора технических наук
Ваничева А.П.
3. Поручить комиссии к 25 августа 1958 г. представить мне на
рассмотрение предложения по выбору площадки на полигоне № 2 МО СССР
для строительства стенда с реактором и горячей лабораторией и
календарный план основных этапов работ по созданию указанных сооружений.
Поручить комиссии установить долю участия и ответственности
заинтересованных организаций в создании стенда, его эксплуатации и
проведении испытаний.
Заместитель председателя ГКАТ А. Кобзарев

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 21
Поручение было выполнено и в том же году на Семипалатинском
ядерном полигоне началось, в соответствии с другим
правительственным постановлением, строительство реактора и стенда,
обеспечивающего проведение петлевых испытаний ТВС ЯРД. Первые конструкции
ТВС (они потом были взяты за основу при разработке всех
последующих модификаций) разработаны в НИИ-1 и там же изготовлены
(И.И. Иванов, В.Н. Богин и др.), для чего была создана
специализированная производственная мастерская (твэлы для ТВС поставлялись
в НИИ-1 из НИИ-9). Первые три серии петлевых испытаний ТВС в
реакторе ИГР, подтвердившие правильность положенных в основу их
разработки идей, проведены Институтом атомной энергии имени
И.В. Курчатова (ответственным за работу реактора ИГР -
руководители работ СМ. Фейнберг, Б.В. Петунии, М.А. Козаченко, Я.В.
Шевелев, В.М. Талызин, О.П. Руссков) и НИИ-1 (ответственным за работу
стенда и испытуемой ТВС - руководители работ В.М. Иевлев,
В.А. Зайцев, Е.П. Терехов) в 1962-1964 гг.
Таким образом, в начале 60-х годов как в США, так и в СССР
были созданы основные предпосылки для практической реализации
планов создания ЯРД и испытания их на стендах и в полете. При
этом каждая страна шла своей дорогой - США создавали одну за
другой конструкции твердофазных реакторов ЯРД и испытывали их
на натурных стендах, притом делали это открыто, СССР в секретном
порядке вел натурную поэлементную отработку ТВС и других
элементов двигателя, готовя производственную, испытательную, кадровую
базу для более широкого наступления.
Однако именно в этот период и в одной, и в другой стране в
реализации многообещающих программ возникли первые серьезные
трудности, носившие как технический, так и финансовый и
политический характер.
Во-первых, первоначальную эйфорию стало вытеснять понимание
того, что за достижение высоких открываемых применением ЯРД
показателей придется заплатить немалую цену, решая многие проблемы
в материаловедении, металлургии, теплотехнике, прочности,
радиационной и вибрационной стойкости материалов, испытательной и
измерительной технике. Это требовало соответствующего финансирования,

22 Глава первая
кадров и времени. Во-вторых, проектные проработки и реальные
достижения подтверждали, что в условиях продолжающегося прогресса в
развитии двигателей на химическом топливе (ЖРД и РДТТ) ядерные
двигатели нецелесообразно применять на боевых ракетах - все
необходимые в пределах околоземного пространства оборонные задачи
решались без них. Это обстоятельство в значительной степени отвернуло от
ЯРД интерес военных (вскоре он, правда, был возобновлен - на другой
основе) и оставило для применения ядерных двигателей лишь сферу
исследования космоса, что само по себе, конечно, тоже немало, но
позиции нового направления ракетного двигателестроения
существенно ослабляло. Наконец, в-третьих, с приходом в Белый Дом в январе
1961 года новой администрации во главе с президентом Кеннеди в
США не только были прекращены работы по самолету с атомной
силовой установкой, но и развернулась широкая дискуссия (с
противостоящими точками зрения) относительно перспективности ЯРД. В
обсуждении тогда приняли участие представители НАСА, КАЭ,
Конгресса, многие специалисты. В июне 1961 г. Кеннеди лично подвел итоги
дискуссии, назвав национальную программу «Ровер» (создание ракеты
с ЯРД) одним из четырех приоритетных направлений в завоевании
космоса. «Эта программа, — заявил он, — дает перспективу получить
через некоторое время более обнадеживающие средства для
исследования космического пространства, чем химические ракеты с жидким и
твердым горючим, причем не только для исследований районов за
Луной, но и отдаленных пределов Солнечной системы». Вскоре
программа работ по проекту «Ровер» получила новые импульсы ускорения.
Одним из таких импульсов явилось начало работ по созданию
летного варианта ЯРД - двигателя «Нерва» (рис. 1.3) и подготовке
программы его летных испытаний «Рифт» (RIFT - Reactor In Flight Test -
реактор в испытательном полете). Испытания предполагалось
проводить в ходе полета ракеты «Сатурн-В» по баллистической траектории
(без выхода на орбиту ИСЗ) высотой до 1000 км с последующим
падением отработавшего программу двигателя в южную часть Атлантического
океана (перед входом в воду реактор ЯРД должен был быть взорван).
Разумеется, с современных позиций защиты природы Земли такая
программа представляется варварской и невозможной, но не забудем, что в

исторический очерк разработки ЯРД
23
те годы США и СССР продолжали или планировали интенсивные
испытания мощного ядерного оружия в трех средах (в атмосфере, в космосе,
под водой), и о радиационной защите биосферы мало кто думал.
Рис» 1.3 Ядерный ракетный двигатель «Нерва»:
слева - общий вид, справа - схема двигателя:
1 - бак с жидким водородом; 2 - насос подачи водорода; 3 -
защитный тепловой экран; 4 - активная зона реактора; 5 - отражатель
нейтронов; 6 - корпус реактора; 7 - сопло; 8 - отбор горячего
водорода для привода турбины; 9 - обечайка, разделяющая
активную зону и отражатель; 10 - сопла управления траекторией
полета; 11 - турбина.

24 Глава первая
Неудачные испытания в 1962 г. реакторов серии «Киви-В»
затормозили выполнение этих планов. Становилось понятным, что
«лобовая» концепция создания ЯРД является, скорее всего, ошибочной, и
необходимо длительное, последовательное решение возникших в ходе
разработки материаловедческих, конструкторских, теплотехнических и
иных проблем. Намеченные на 1963 год шесть испытаний реакторов
(два из которых, «Киви-В-4Б» и «Киви-В-4Е» были уже изготовлены)
перенесли на следующий год, а построенный к марту 1963 г. стенд
ETS-1 для испытаний двигателя «Нерва» оказался незадействованным.
В декабре 1962 г. президент Кеннеди, специально посетивший
Лос-Аламосский центр для ознакомления с ходом выполнения
программы «Ровер», заявил: «Следует понять, что ядерная ракета даже
при наиболее благоприятных обстоятельствах не будет применяться в
первых полетах на Луну - до 1970-1971 гг. Она будет пригодна для
дальнейших полетов к Луне или к Марсу. Но у нас имеется много
хороших конкурирующих областей применения средств, выделяемых
на освоение космоса, и мы должны стремиться направлять их в те
программы, которые принесут нам успех, в первую очередь в
осуществлении полета на Луну, а затем уже рассматривать полеты на Марс».
После прихода в ноябре 1963 г. к руководству США президента
Л. Джонсона финансирование программы «Ровер» вновь увеличилось,
однако ненадолго. Отсутствие конкретной задачи для ракеты с ЯРД и
непреодоленные трудности в разработке реактора увеличивали скепсис
не только администраторов, но и технических специалистов. Через
некоторое время НАС А и КАЭ заявили о пересмотре программы
«Ровер» в направлении сосредоточения усилий на разработке
экспериментальных стендовых реакторов с одновременным прекращением работ
по летным объектам (то есть, по программам «Нерва» и «Рифт»),
Вскоре была пересмотрена и программа испытаний «Киви»: вместо
первоначально намеченных 35-50 реакторов и двигателей,
необходимых для стендовой доводки до перехода к летным испытаниям, в
планах остались испытания 10 реакторов и 5-7 двигателей (NRX и ХЕ),
вслед за чем предусматривался переход к созданию более мощных
реакторов «Фобос», предназначенных для ЯРД, которые предполагалось
разработать после двигателя «Нерва».

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 25
В таблице 1.1 приведен составленный по документам НАС А и КАЭ
сводный перечень реакторов и двигателей, построенных и испытанных в
США в рамках программ разработки ЯРД («Ровер» и «Нерва»).
Таблица 1.1

Наименование объекта
разработки
Киви-А
Киви-Al
Киви-B-IA
Киви-В-1В
Киви-В-4А
Khbh-B-4D
Киви-В-4Е
Фобос-1А
Фобос-IB
Фобос-2А
NRX-A2
NRX-A5
NRX-A4
NRX-A6
ХЕ-1
Проектная
тепловая
мощность
70
85
300
900
500
1000
950
1070
1400
420
1000
1100
1155
1200
1100
Рабочее тело
газообразный
водород
то же
»
то же
»
»
»
»
»
»
»
»
»
»
Головная
фирма (автор
разработки)
ЛАСЛ
то же
»
»
»
»
»
»
»
»
Aerojet General-
West in ghouse
Electric*
то же
»
»
»
Год
проведения
испытаний
1959
1960
1961
1962
1962
1964
1964
1965
1967
1968
1964
1965
1966
1967
1969
* Aerojet General - головная фирма по разработке ЯРД, Westinghouse Electric
головная фирма по разработке реактора.
На рубеже 60-х - 70-х годов были еще созданы и испытаны два
реактора («PEWEE» в 1968 г. и NF-1 в 1972 г.), предназначавшиеся
для испытаний топливных элементов реакторов ЯРД (воспроизводи-

26 Глава первая
лась, таким образом, в некоторых чертах советская концепция,
связанная с автономной отработкой узлов и систем ядерных двигателей).
Однако, в связи с все более основательным сосредоточением
финансовых затрат на лунной программе и отсутствием представлений о
близких перспективах космического применения ЯРД, программа США по
созданию ядерных двигателей в этот период неуклонно сокращалась в
объеме и в 1973 г. была закрыта, стенды и производственные
мощности законсервированы, персонал уволен.
В СССР метаморфозы, испытанные американской программой,
разумеется, не остались без внимания. Они тщательно
анализировались в научно-технических и административных кругах. Неудачи в
испытаниях реакторов «Киви», сокращение финансирования
разработок ЯРД в США оказывали, конечно, тормозящее действие на ход
советских работ, но не могли их остановить. В начале 60-х годов к
работам по ЯРД подключаются новые организации, в частности,
создается специализированный НИИ по разработке твэлов (ныне НПО
«Луч») и полупромышленное производство твэлов и ТВС ЯРД,
организуются производственные мощности по изготовлению деталей из
бериллия, гидрида циркония и др.
В конце 50-х годов в стране начались исследовательские и
проектные работы по созданию центральной испытательной базы для
отработки ЯРД (ЦИБ ЯРД). Основные положения первого технического
задания на эту базу, разработанного под руководством В.М. Иевлева,
Л.Ф. Фролова и Ю.А. Трескина, были рассмотрены М.В. Келдышем и
12 августа 1959 г. доложены И.В. Курчатову, А.П. Александрову и
А.И. Лейпунскому. После подробного обсуждения возможных
технических решений к дальнейшей проектной проработке были
предложены варианты стендов, снабженных «закрытым» выхлопом (то есть,
варианты, предусматривающие выдержку в газгольдерах и
фильтрацию продуктов выхлопа перед их сбросом в атмосферу). Вскоре
головной организацией по проектированию базы был определен
Ленинградский проектный институт (позднее - ВНИПИ Энерготехники). В те же
годы деятельное участие в работах по ЯРД стали принимать
войсковая часть, дислоцированная на Семипалатинском испытательном
полигоне, - вначале в качестве соисполнителя, а позднее как одна из

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 27
головных организаций (по вопросам стендового обеспечения
испытаний, радиационной безопасности участников испытаний и населения,
базового обслуживания стендовых комплексов), НИИ
приборостроения Минавиапрома, Институт биофизики Министерства
здравоохранения СССР, Институт прикладной геофизики Главного управления
гидрометеослужбы и многие другие организации.
После принятия в 1964 г. постановления ЦК КПСС и Совета
Министров СССР о строительстве первой очереди испытательной базы
ЯРД - стендового комплекса «Байкал» на Семипалатинском полигоне
развернулось грандиозное строительство, которое велось затем
(в том числе параллельно с проведением испытаний) более полутора
десятков лет.
Основой первой очереди был стенд для испытаний наземного
прототипа ЯРД тягой 400 кН (двигатель и стенд для его испытаний
разрабатывались под научным руководством - по нейтронно-физичес-
кой части - Института атомной энергии им. И.В. Курчатова). Однако
с течением лет в советской программе разработки ЯРД произошли
изменения, которые привели к тому, что этот стенд (первое рабочее
место стендового комплекса «Ёайкал», выполненное с открытым, а не
с закрытым, как первоначально предполагалось, выхлопом) был
переориентирован на групповые испытания ТВС ЯРД в составе реактора
ИВГ («Исследовательский, высокотемпературный, газоохлаждаемый»).
Упомянутые изменения, вызванные отсутствием для ракет с ЯРД
(как и в США) конкретных космических задач, состояли в переносе
приоритета советской программы на разработку предложенного
Центром Келдыша экспериментального реактора минимальной мощности
ИР-20-100, а на его основе - летного ЯРД тягой около 36 кН для
испытаний и возможного использования в составе ракеты «Протон».
Ракетный модуль с малоразмерным ЯРД предполагалось затем
применить в качестве разгонного блока для отправки автоматических
станций к планетам Солнечной системы.
Первым из главных конструкторов с материалами по
малоразмерному ЯРД познакомился в 1965 г. в Центре Келдыша A.M. Исаев и
принял их к опытно-конструкторской разработке. Однако в
следующем, 1966 году работа по этому направлению в ОКБ A.M. Исаева

28 Глава первая
была директивным указанием прекращена и задание на разработку
ЯРД передано в КБ Химавтоматики Главного конструктора А.Д. Ко-
нопатова (г. Воронеж). С той поры вся работа в СССР по созданию
ЯРД с твердофазным реактором подчинялась задаче создания
двигателя тягой 36 кН, получившего индекс 11Б91. На первом этапе
совместных работ Конструкторскому бюро Химавтоматики были Центром
Келдыша переданы расчетные данные по ЯРД, методические
указания, экспериментальные результаты по реакторным материалам,
конструкторские, технологические проработки и другие необходимые для
проектирования двигателя сведения. Аналогичная работа была
проделана ФЭИ. Это позволило выпустить аванпроект ЯРД 11Б91
(главный конструктор - КБ Химавтоматики, научный руководитель
разработки - Центр Келдыша, научный руководитель по нейтронно-физи-
ческой части - ФЭИ) в очень сжатые сроки.
По первоначальному распределению работ создание стендового
прототипа реактора ЯРД - аппарата ИР-100 было поручено Центру
Келдыша (который в течение трех лет спроектировал, совместно с
кооперацией изготовил и затем провел контрольную сборку основных узлов
реактора: отражателя, замедлителя, регулирующих барабанов с
поглощающими вставками, ТВС и др.), а летного варианта - КБХА.
В 1970 г. осуществлено объединение обеих программ в единую
совместную программу создания стендовых реакторов ЯРД, получивших
индекс 11Б91-ИР-100. С тех пор вся конструкторская работа по
стендовым и летным образцам ЯРД 11Б91 сосредоточилась в КБХА.
Разработку вела большая группа конструкторов, расчетчиков, технологов -
А.Д. Конопатов, Г.И. Чурсин, В.Р. Рубинский, А.И. Белогуров,
Ю.И. Мамонтов, Л.Н. Никитин, B.C. Рачук, В.Н. Мелькумов,
Н.Д. Панковец, А.И. Кузин, Л.Н. Григоренко, Ю.В. Мамаев и многие
другие. Активно участвовали в этих работах руководители и научные
сотрудники отделения ядерных двигателей Центра Келдыша (В.М.
Иевлев, Ю.А. Трескин, В.Ф. Семенов, Г.В. Конюхов, В.П. Горда,
А.И. Горин, В.Н. Рыбин, А.И. Петров, А.В. Борисов и др.).
В Физико-энергетическом институте параллельно развивались
теоретические и экспериментальные работы по обоснованию нейтронно-
физических параметров реактора и принципов управления им, выбору

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 29
й исследованию характеристик блока радиационной защиты (В.А.
Кузнецов, В.Я. Пупко, В.А. Коновалов, Ю.А. Прохоров, И.И. Захаркин,
д.А. Веденеев, А.Г. Портяной, А.Г. Матков, А.Д. Овечкин, С.Ф.
Дегтярев и др.). Экспериментальные исследования велись вначале на
критических сборках и физических моделях реактора (первая из них -
модель реактора ИР-20 выведена в критическое состояние 13 апреля
1963 г.), а с 1968 г. - на специализированном физическом стенде
«Стрела», где был установлен реактор, очень близкий по физическим
свойствам (включая использование твэлов натурной геометрии и
композиции) к реактору ЯРД 11Б91. Эти исследования позволили
установить оптимальные соотношения между геометрическими параметрами
реактора и концентрацией урана в твэлах, характер распределения
энерговыделения по объему активной зоны, величину запаса
реактивности, масштаб температурных эффектов и др. На этом же стенде
проведен физический пуск первого стендового реактора ЯРД -
аппарата 11Б91-ИР-100. Реактор был выведен в критическое состояние,
после чего проведена обширная программа исследований, существо
которых излагается в третьей и четвертой главах книги.
Большой объем работ при создании ЯРД проведен НПО «Луч»
(ранее - НИИтвэл, Подольский научно-исследовательский
технологический институт) - ведущим предприятием по разработке,
изготовлению и испытаниям ТВС ЯРД (руководители института М.В. Якуто-
вич, И.Г. Гвердцители, И.И. Федик). Здесь на основе более ранних
разработок НИИ неметаллических материалов и Центра Келдыша
разработана проектная документация и создано полупромышленное
производство ТВС. Тепловыделяющими сборками НПО «Луч» были
укомплектованы все отечественные реакторы ЯРД, предназначенные для
технологических и натурных испытаний. Филиал НПО «Луч» —
Объединенная экспедиция обеспечивала подготовку и проведение
испытаний ТВС и реакторов ЯРД на стендовом комплексе «Байкал».
Исследование принципов управления ЯРД и разработку
аппаратуры управления для всех стадий стендовых натурных испытаний
реакторов ЯРД осуществлял НИИ приборостроения (Главный
конструктор - А.С. Абрамов). Эта же организация вела разработку блоков
аппаратуры управления для летных испытаний двигателя.

30 Глава первая
В 1972 г. на первом рабочем месте стендового комплекса
«Байкал» Объединенной экспедицией НПО «Луч» (руководители И.А.
Могильный, А.П. Ивлев, В.П. Денискин) под научным руководством
Института атомной энергии имени И.В. Курчатова (Н.Н. Пономарев-
Степной, В.М. Талызин, В.А. Павшук и др.) осуществлен физический
пуск реактора ИВГ (конструктор - НИКИ энерготехники во главе с
Н.А. Доллежалем), а в 1975 г. - его энергетический пуск, вслед за чем
A976 г.) на стенде с новым реактором развернулась программа
групповых испытаний ТВС ЯРД в сочетании с широким кругом
исследований сопутствующих задач (эти работы вели ИАЭ им. И.В. Курчатова,
НПО «Луч» и его Объединенная экспедиция, а также ряд других
исследовательских организаций).
В 1977 г. введено в эксплуатацию второе-А рабочее место
стендового комплекса «Байкал», на котором 17 сентября 1977 г. достигнуто
критическое состояние и начался физический пуск первого реактора
ЯРД 11Б91. Через полгода, 27 марта 1978 г. проведен энергетический
пуск первого реактора, а 3 июля 1978 г. и 11 августа 1978 г. -
огневые испытания ОИ-1 и ОИ-2 соответственно. Подготовку и
проведение этих работ обеспечивали Объединенная экспедиция НПО «Луч»
и Комплексная экспедиция (руководители В.А. Зайцев, A.M. Косты-
лев, A.M. Лазарев, Ю.Г. Демянко, Р.А. Федотов) Центра Келдыша во
взаимодействии с КБ Химавтоматики, Физико-энергетическим
институтом, другими исследовательскими организациями и войсковыми
частями.
В конце 70-х - начале 80-х годов на стендовом комплексе
проведены еще две серии испытаний - второго и третьего аппаратов 11Б91-
ИР-100. Продолжались испытания ТВС в реакторах ИГР и ИВГ,
велось строительство сооружений, имевшее целью ввод в эксплуатацию
второго-Б рабочего места для испытаний двигателя на жидком
водороде. Одновременно на расположенном в Подмосковье
специализированном стенде НИИ химического машиностроения проводилась широкая
программа испытаний так называемого «холодного» двигателя 11Б91Х,
воспроизводящего конструкцию натурного двигателя, но без ядерного
реактора (подробнее об этом - в главе 4). Работы велись широким
фронтом и подготовка первого ЯРД (рис. 1.4) к летным испытаниям

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 31
технически была делом
нескольких лет. Однако именно в начале
80-х годов стало окончательно
ясно, что ЯРД в качестве
маршевого двигателя космических
аппаратов найти применение в
перспективе ближайших десятилетий
не сможет.
Тому было немало причин: и
перенесение на дальнюю
перспективу в СССР и в США
представлявшихся крайне актуальными в
60-е - 70-е годы задач по
пилотируемым полетам к планетам
Солнечной системы, и существенный
прогресс, достигнутый в те же
годы в разработке
высокоэффективных ЖРД, и трудности с
обеспечением радиационной
безопасности при отработке и эксплуатации
космических ядерных установок.
Последнее обстоятельство,
особенно после сильнейшего
психологического удара, потрясшего мир в
результате ядерной аварии 1986
года на Чернобыльской АЭС, сыграло едва ли не главную роль в
фактическом замораживании на неопределенный срок советских (в
дальнейшем - российских) работ по ядерным ракетным двигателям (столь же
негативно сказалась эта авария на программах развития
промышленной ядерной энергетики в большинстве стран мира).
Надо сказать однако, что к середине 80-х годов советские
специалисты уже не рассматривали ядерный двигатель как устройство,
предназначенное лишь для создания тяги. Принципиальные достоинства
твердофазных ракетных реакторов - возможность нагрева
газообразных рабочих тел до температур 2500-3000 К, относительно неболь-
Рис. 1.4 Разработанный в СССР
ядерный ракетный двигатель
11Б91 (макет)

32 Глава первая
шая масса и высокая концентрация энергии - расширяли возможный
диапазон их использования в ракетной технике. Уже в 70-е годы было
показано, что на основе высокотемпературного твердофазного
реактора как источника горячего газа могут быть созданы не только
двигатели, но и энергетические газотурбинные установки, работающие по
открытому или замкнутому циклу, а также комбинированные системы,
выполняющие функции и двигателя, и устройства, вырабатывающего
электрическую энергию. Такие системы в сочетании с
высокоэффективными потребителями энергии (будь то бортовые агрегаты
энергообеспечения дальних космических полетов или устройства на основе
газодинамических лазеров либо СВЧ-излучателей для
энергоснабжения Земли из космоса или дистанционного энергопитания
космических объектов) имеют большие перспективы в наступившем XXI веке.
В 70-х - 80-х годах века минувшего по этим системам проведены не
только теоретические проработки, но и экспериментальные
исследования (длительно работающих газотурбинных контуров,
теплообменников, газовых подшипников, криогенных электрогенераторов и др.),
проектные проработки систем в целом, натурные реакторные
испытания на стендовом комплексе «Байкал» (серия П-3 испытаний
ядерного реактора на втором-А рабочем месте). Результаты этих работ
свидетельствуют, что фундамент для разработки перспективных ядерных
космических технологий можно считать созданным, и время
появления на нем соответствующей постройки определяется теперь только
моментом постановки конкретной целевой задачи и выделения
необходимого финансирования.
Двигатели и энергетические установки на основе твердофазного
реактора составляли главное содержание многолетних работ по
ядерной космической энергетике. Главное, но не единственное. С середины
50-х годов в СССР развивались исследования и по другим схемам,
среди которых, в частности, заметное место занимали исследования и
разработки по ЯРД и ЯЭУ с газофазным ядерным реактором. Такие
исследования были начаты в Центре Келдыша под руководством
В.М. Иевлева (К.И. Артамонов, А.Б. Пришлецов, Н.Н. Борисов,
А.Я. Гольдин, А.А. Павельев, В.М. Мартишин и др.) и с самого
начала имели весьма многообещающий характер, поскольку предполагали

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 33
возможность нагрева в реакторе с делящимся веществом,
находящимся в газовой фазе (точнее - в состоянии плазмы), рабочего тела до
температур около 6000 К, что обеспечивало получение удельного
импульса тяги на водороде до 2000 с. Проведенные во второй половине
50-х годов расчетно-теоретические, а отчасти и экспериментальные
исследования газодинамики газовых твэлов (эти работы выполнялись
в Центре Келдыша), физики газовых реакторов
(Физико-энергетический институт), свойств неидеальной плазмы (Центр Келдыша и
Московский физико-технический институт) обосновали принципиальную
возможность получения высоких удельных характеристик ЯРД с
газофазным реактором, что позволило поставить вопрос о начале
проектных проработок конкретных технических устройств. Такие работы
начались в 1963 г. в НПО «Энергомаш» под руководством Главного
конструктора В.П. Глушко. Они велись в нескольких направлениях:
- проектирование ЯРД с газофазным реактором тягой 6 МН;
- разработка экспериментального стендового однотвэльного
двигателя, предназначенного для отработки основных рабочих
процессов;
- разработка технических предпосылок проектирования стендовой
базы для натурных испытаний.
В 1968 г. в НПО «Энергомаш» была закончена разработка
проекта двигателя РД-600 с удельным импульсом тяги 2000 с и удельной
массой 100 кг/т. Двигатель содержал многотвэльный газофазный
реактор с твердыми замедлителем и отражателем (бериллий, окись
бериллия, графит), газовые твэлы с центральной движущейся струей
ядерного горючего, замкнутый циркуляционный контур газообразного
и жидкого урана, магнитную систему, предназначенную для
обеспечения стабилизации струйных течений в газовых твэлах. Рабочим телом
в нем служил водород с добавкой лития. Изданное 24 мая 1968 г.
постановление правительства предусматривало создание газофазного
ЯРД на основе предложенного проекта, а также строительство
стендовой базы (получившей название «Байкал-2») для его испытаний.
В 1970 г. на основании того же постановления НПО «Энергомаш»
(главный конструктор), Центр Келдыша (научный руководитель), ФЭИ
(научный руководитель по физической части) и ряд других организаций

34 Глава первая
разработали эскизный проект космической энергетической установки с
газофазным реактором ЭУ-610 электрической мощностью 3,3 гВт и
удельной электрической мощностью 0,7-Ю5 кВт/кг. В схеме
установки было предусмотрено использование однотвэльного газофазного
реактора с непроточной зоной делящегося вещества при отсутствии
циркуляционного контура ядерного горючего. В 70-е - 80-е гг. по
ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором проведен обширный комплекс
исследований, давший немало неординарных научных результатов
(содержание этих работ рассматривается в пятой главе книги). Однако
число принципиальных физических и технологических проблем,
возникших в ходе проектирования газофазных ядерно-ракетных устройств,
оказалось значительно большим, чем первоначально предполагалось.
Двигатель и энергетическая установка с газофазными твэлами не были
созданы, не была построена (хотя проведены проектные и
изыскательские работы на выбранной площадке) предназначенная для
испытаний этих объектов стендовая база.
В 50-х годах XX века берет начало еще одно важное направление
ядерной космической техники - разработка двигателей и
энергетических установок с безмашинным преобразованием ядерной энергии в
электрическую (в электрореактивных двигателях - ЭРД - полученная
электроэнергия преобразуется затем в кинетическую энергию
реактивной струи с помощью электрических плазменных движителей).
Исследования по этому направлению были начаты в 1957 г. в ОКБ
СП. Королева (в подразделении М.В. Мельникова) и
Физико-энергетическом институте (под руководством А.И. Лейпунского и И.И. Бон-
даренко), а изучение ЭРД - в конце 50-х годов в Институте атомной
энергии (под руководством Л.А. Арцимовича), НИИ-1 (под
руководством В.М. Иевлева и А.А. Поротникова) и ряде других организаций.
Первый этап работ завершился в 1962 г. представлением в
разработанный тогда же эскизный проект ракеты-носителя Н-1 раздела
«Материалы по ядерным электрореактивным двигателям для тяжелых
межпланетных кораблей». В дальнейшем теми же предприятиями с
привлечением все более расширявшейся с годами кооперации были
разработаны эскизные проекты ядерной энергетической установки с
реактором-генератором на тепловых нейтронах электрической мощностью

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 35
300 кВт A963 г.) и «Ядерного электрореактивного двигателя ЯЭРД-
2200 для межпланетного корабля с экипажем» A965 г.). Тогда же
развернулась широкая программа экспериментальных работ,
позволившая обосновать оптимальные характеристики реакторов,
термоэмиссионных преобразователей тепловой энергии реактора в
электрическую, электроплазменных движителей. На основе этих материалов в
ОКБ имени СП. Королева (его в 1966 - 1974 гг. возглавлял
В.П. Мишин) был в 1969 г. разработан для ракетно-космического
комплекса Н-1М эскизный проект электроэнергетического и ракетно-
космического блока с ЯЭРД 11Б97. Проект двигателя 11Б97 стал на
долгие годы важной технической и организующей основой для
исследований, связанных с разработкой мощных ЯЭРД и ЯЭУ с
термоэмиссионным преобразованием энергии. Параллельно с этими работами
развивалась программа создания менее мощной ЯЭУ «Тополь» с
реактором на тепловых нейтронах и термоэмиссионными преобразователями
энергии (научный руководитель разработки ИАЭ им. И.В. Курчатова),
два экземпляра которой прошли в конце 1980-х гг. успешные летно-
конструкторские испытания в космосе. Рассмотрение хода и сущности
этих работ выходит за рамки задач, которые ставили перед собой
авторы при работе над данной книгой. Отметим лишь, что созданный по
этим направлениям проектно-конструкторский и технологический
задел, полученные к настоящему времени, экспериментально или иными
способами обоснованные технические характеристики
реакторов-преобразователей, электрогенерирующих каналов, плазменных
движителей и других ответственных узлов позволяют рассматривать ЯЭРД и
ЯЭУ с термоэмиссионным преобразованием энергии в качестве важных
средств решения перспективных космических задач, связанных с
освоением ближнего и дальнего космоса.
В ходе полувековой истории работ по созданию ЯРД и ЯЭУ
исследовались и другие схемы двигателей и энергетических установок.
Отметим в этой связи ЯЭУ с реактором на быстрых нейтронах (хладоагент -
натрий-калиевая эвтектика) и термоэлектрическим преобразованием
тепловой энергии в электрическую. Советские ЯЭУ этого типа (мощностью
около 3 кВт), а также американские ЯЭУ типа SNAP-10A не только
разрабатывались, но и в течение около полутора десятков лет испыты-

36 Глава первая
вались и эксплуатировались на космических объектах. Для целого ряда
задач, где потребная мощность ограничивается величиной около 1 кВт,
в СССР и США были разработаны и успешно эксплуатировались ЯЭУ с
радиоизотопными генераторами (они использовались, в частности, в
советской программе обследования автоматами-«Луноходами» Луны).
Среди схем, которые тщательно исследовались (в том числе, в рамках
обширных экспериментальных программ) упомянем еще о ЯРД,
включающем реактор с псевдожиженным вращающимся слоем пылевидных
частиц ядерного горючего, а также об импульсном ЯРД, который
сообщает энергию движения космическому аппарату за счет
последовательных взрывов в камере или под специальной платформой ядерных
зарядов. Несмотря на заманчивые расчетные характеристики таких
двигателей, реализовать эти схемы в связи с большим числом технических
трудностей не удалось.
Из всего набора исследованных и разработанных в течение
полувека схем ЯРД и ЯЭУ наиболее продвинутыми технологически,
имеющими развитую стендовую базу для наземных испытаний являются
сегодня комбинированные ЯЭДУ на основе твердофазных реакторов и
ЯЭДУ с термоэмиссионным преобразованием энергии и
электроплазменными движителями. Они же имеют, как показано в главе 7, и
наибольшие перспективы в решении будущих космических задач.
Работы по ЯРД и ЯЭУ ведутся в настоящее время в России в
научно-исследовательском плане. Это позволяет, сохраняя созданную
в прошедшие десятилетия конструкторско-технологическую,
экспериментальную, кадровую основу, продвигаться вперед в исследовании
ряда проблемных направлений (некоторые из таких направлений
освещаются в главах 3 и 7). Это позволяет сохранять базовые
предпосылки для перехода в период, когда это станет необходимым, к
возобновлению опытно-конструкторской разработки конкретных объектов.

Краткий исторический очерк разработки ЯРД 37
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 1
1.1. Server R. The Use of Atomic Power for Rockets: Project RAND
RAD-2, 1946.
1.2. Seifert H.S., Mills MM. Problems of Application of Nuclear
Energy to Rocket Propulsion: Jet Propulsion Laboratory, 1947.
1.3. Shepherd L.R. Cleaver A.V. The Atomic Rocket. - J. Brit.
Interplanetary Soc, 1948.
1.4. Bussard R.W. DeLayer R.D. Nuclear Rocket Propulsion, 1958.
1.5. BM. Иевлев. Ядерные ракетные двигатели и ядерные
энергетические установки. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1973, вып. 18, ч. IV.
1.6. Архив Президента РФ, ф. 3, on. 47. д. 212.
1.7. СП. Королев и его дело. Избранные труды и документы. -
М.: Наука, 1998.

38 Глава вторая
Глава вторая
СОСТАВ ДВИГАТЕЛЯ,
УДЕЛЬНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ ЯРД
Принципиальная схема ядерного ракетного двигателя (см., например,
рис. 1.3) дает наиболее общее представление о двигателе в целом, в
значительной мере определяет состав двигательной установки и характер
взаимодействия ее агрегатов, а также основные характеристики двигателя: массу,
габариты, расход рабочего тела на единицу тяги, некоторые особенности
конструкции. Схема должна выбираться с учетом необходимости
максимально упростить эксплуатацию двигателя, в том числе запуск,
стационарный и промежуточные режимы, останов, а также такой специфический для
ЯРД процесс, как расхолаживание ядерного реактора. Наконец, схема
двигателя должна учитывать возможность возникновения в нем в процессе
работы нештатных (предаварийных или аварийных) ситуаций и
предусматривать необходимые меры для их предотвращения.
На схему двигателя сильное влияние оказывает выбор основного
рабочего тела и других агентов рабочего процесса, их физические и
химические характеристики. Разработка схемы это всегда компромиссный
выбор из ряда схем, удовлетворяющих различным (нередко
противоречивым) требованиям.
Одна из главных особенностей ЯРД состоит в том, что
максимально достижимые в них значения удельного импульса тяги
определяются не энергетическим потенциалом реакции (как, например, в
жидкостных ракетных двигателях или двигателях на твердом
топливе), а почти исключительно схемой двигателя и физико-химическими
свойствами выбранных конструкционных материалов.

Состав двигателя, удельные характеристики 39
Кажущееся многообразие возможных схем ЯРД большой тяги*
после детального анализа и отсечения идей заведомо неприемлемых
(энергетически, экономически, конструктивно) сводится в итоге к
небольшому числу вариантов, отличающихся между собой, главным
образом, типом используемого ядерного реактора.
В общем случае схема ЯРД содержит следующие основные
системы и агрегаты:
1. Ядерный реактор;
2. Камера сгорания (для схем с двухкомпонентным рабочим
телом);
3. Сверхзвуковое сопло;
4. Система подачи рабочего тела;
5. Система управления реактором и двигателем в целом.
Рассмотрим некоторые вопросы, которые следует иметь в виду
при анализе и выборе схемы ядерного ракетного двигателя.
Ядерный реактор
Как отмечено выше, реактор является определяющим элементом
ядерного двигателя.
Реактор может работать на тепловых, промежуточных или
быстрых нейтронах, быть гомогенным (в первых двух случаях) или
гетерогенным в зависимости от способа размещения в нем
делящегося вещества. В гомогенном реакторе делящееся вещество (как
правило в этом качестве используется обогащенный уран) распределено
равномерно или по определенному закону в объеме активной зоны,
тогда как в гетерогенном оно сосредоточено в тепловыделяющих
элементах, объединенных в тепловыделяющие сборки, которые, в
свою очередь, размещаются в массе твердого или жидкого
замедлителя нейтронов.
* Здесь и далее под двигателями большой тяги понимаются такие, которые
могут быть использованы для быстрого перемещения ракетно-космических
объектов вблизи Земли и других планет Солнечной системы. В отличие от
них двигатели малой тяги предназначены, в основном, для перемещения
космических объектов на межпланетных траекториях или для изменения
пространственной ориентации объектов на околопланетных орбитах.

40 Глава вторая
Реактор ЯРД является одновременно:
- физическим устройством, в котором должны строго
выполняться необходимые соотношения формы, размеров и материального
состава активной зоны, концентрации делящегося вещества, типа
и размещения поглотителей нейтронов, регулирующих скорость
ядерной реакции;
- теплообменным аппаратом, в котором должны быть созданы
каналы для протока рабочего тела, а также развиты
необходимые теплопередающие поверхности для обеспечения нагрева
рабочего тела до расчетной температуры;
- высоконапряженным в тепловом и силовом отношениях узлом
конструкции двигателя, надежность работы которого в
решающей степени определяет безопасность эксплуатации ЯРД;
- источником ионизирующих излучений, что требует применения
специальных мероприятий для защиты от них других узлов
конструкции двигателя и иного оборудования, а также
обслуживающего персонала.
В гомогенном реакторе каналы для протока рабочего тела
рассредоточены по объему замедлителя, так что в этом случае последний
обязан быть, во-первых, твердым, а во-вторых, изготавливаться из
теплостойких материалов (графит, карбиды тугоплавких металлов и
др.). В гетерогенном реакторе замедлитель может быть как твердым,
так и жидким или комбинированным.
Выбор типа и материала замедлителя проводится в рамках
многофакторной оптимизации схемы двигателя. Так, реактор с
замедлителем из графита окажется более тяжелым, чем с замедлителем из
обычной воды, однако с учетом массы агрегатов системы охлаждения ЯРД
с графитовым замедлителем может оказаться легче.
Эффективность реактора как физического устройства во многом
определяется количеством («загрузкой») в нем делящегося вещества.
Минимизация этого количества обеспечивается подбором рациональной
формы и размеров реактора, материалов активной зоны и отражателя,
выбором типа и расположения подвижных поглощающих нейтроны
элементов, обеспечивающих регулирование мощности и аварийную защиту.

Состав двигателя, удельные характеристики 41
Важное значение имеет выбор материалов конструкции реактора.
Все используемые материалы (за исключением материалов,
применяемых в регулирующих органах) должны иметь малое сечение
поглощения нейтронов. Материал замедлителя должен содержать по
возможности значительную долю легких атомов (водород, дейтерий, бериллий,
углерод), обеспечивающих более эффективное снижение энергии
нейтронов в ходе нейтронно-атомных взаимодействий. В то же время в целях
обеспечения нагрева рабочего тела до максимально возможных
температур в реакторе должны использоваться жаропрочные материалы, к тому
же химически инертные (или почти инертные) по отношению к
рабочему телу. Но такие материалы имеют, как правило, повышенное сечение
поглощения нейтронов, и их применение в больших количествах
приводит к ухудшению нейтронно-физических характеристик реактора.
Отрицательное влияние нейтронопоглощающих конструкционных
материалов заметно снижается при переводе процесса деления в
область промежуточных нейтронов. Но это ведет к увеличению загрузки
реактора делящимся веществом и к уменьшению его размеров, так что
в нем в таком случае может не разместиться необходимая площадь
поверхности теплообмена. По этой причине неприемлемы для
использования в ЯРД реакторы на быстрых нейтронах.
Задача максимизации использования всего объема реактора
приводит к необходимости неравномерного распределения по активной
зоне концентрации делящегося вещества, плотности размещения
охлаждающих каналов и др. Определение законов такого распределения
и их реализация составляют специфическую проблему
профилирования реактора ЯРД.
Основной показатель экономичности ракетного двигателя -
удельный импульс тяги (J) - прямо зависит от температуры, до которой
нагревается и затем входит в реактивное сопло рабочее тело. С
достаточной в контексте настоящего рассмотрения точностью
/~ JCp (Тк —Т^) , где Тк и Та - температуры рабочего тела
соответственно на входе и выходе из реактивного сопла, С — средняя в
интервале Тк + Т& теплоемкость рабочего тела. Из этого простого
соотношения следуют два принципиально важных вывода.

42 Глава вторая
Во-первых, для получения возможно большего удельного
импульса температура нагрева Тк должна быть максимальна (при этом
Т& должна быть возможно меньшей, но «распоряжаться» значением
температуры на выходе из сопла мы можем лишь в очень узких
пределах). Поскольку Тк прямо связана с температурой теплопере-
дающей поверхности реактора (разность этих температур AT.
определяет величину удельного теплового потока q от поверхности
нагрева к рабочему телу: q ~ AT. и конструировать реактор
целесообразно таким образом, чтобы на последнем участке перед выходом
рабочего тела из реактора значения AT. и q были, по возможности,
меньшими), постольку ограничение удельного импульса со стороны
Тк определяется температурой работоспособности !Гр = Тк + AT.
примененных в конструкции реактора материалов. Этот вывод имеет
столь основополагающее значение, что стоит его сформулировать
отдельно: удельный импульс тяги ядерного ракетного двигателя
ограничен не энергетикой реакции (как в ракетных двигателях на
химической энергии), а термопрочностными свойствами
примененных в реакторе конструкционных материалов. Эти
ограничения столь существенны, что возникает естественное желание их
«обойти», преодолеть, чтобы энергетические возможности ядерного
деления были использованы более полно. Имеющиеся в этом
отношении возможности мы рассмотрим ниже.
Во-вторых, еще одним оставшимся «рычагом» для увеличения
удельного импульса является возможное влияние на величину С . В
отличие от первого фактора, Ср связана не с конструкцией и
параметрами реактора, а исключительно с физико-химическими
свойствами выбранного рабочего тела - обратно пропорционально
молекулярному весу (I нагреваемого в реакторе газа: С ~1/М- Из последнего
следует, что при фиксированных значениях Тк и Т& максимальный
удельный импульс обеспечит применение «легких» рабочих тел,
наиболее приемлемым из которых, с учетом ряда других требований,
является водород.
Вернемся теперь к ограничению, рассмотренному выше.
Поскольку все известные жаропрочные материалы (главным образом, карбиды
металлов) имеют предел работоспособности в интервале температур не

Состав двигателя, удельные характеристики 43
выше 3000-3300 К, единственным способом снять это ограничение
удельного импульса является создание такого реактора, в котором
энергия, выделившаяся при ядерном делении, передается рабочему телу
непосредственно, без участия твердых теплопередающих
поверхностей. Рассмотрение такой возможности приводит к схеме ЯРД с
газофазным реактором, в котором и делящееся вещество, и рабочее тело
находятся в газовой фазе. Причем тепло из зоны делящегося вещества к
рабочему телу передается без участия твердых материалов, главным
образом, посредством лучистого теплообмена.
Использование газофазного реактора (если удастся решить ряд
сложных связанных с его созданием научно-технических проблем) дает
возможность существенно (более, чем в 2 раза) увеличить удельный
импульс ЯРД в сравнении с двигателем, где используется реактор с
твердыми поверхностями теплообмена. Впрочем, максимальное
значение I в газофазном ЯРД также ограничено, и тоже предельными
температурами применяемых материалов. Ограничения эти имеют,
однако, несколько иную локализацию, чем в предыдущем случае, и
будут рассмотрены в пятой главе книги.
Помимо двух «крайних» в отношении величины I схем ЯРД,
могут быть предложены и «промежуточные», обеспечивающие
повышение удельного импульса в сравнении с первым типом двигателя, но
имеющие меньшее количество проблем, чем газофазный ЯРД, и
поэтому представляющиеся рядом с ним более реалистичными. К таковым
относятся, главным образом, две схемы: а) с двухкомпонентным
рабочим телом, горючее и окислитель которого порознь нагреваются в
ядерном реакторе, а затем поступают в камеру сгорания, где их
температура дополнительно возрастает за счет химической энергии
взаимодействия, и б) с псевдоожиженным слоем делящегося вещества (иное
название - с центробежным удержанием топлива), где тепло к
рабочему телу передается хотя и от твердых, но динамически ненагружен-
ных (и потому могущих иметь повышенную температуру)
поверхностей мелкозернистого ядерного «горючего».
Особенности этих схем, их возможности будут рассмотрены
позднее.

44 Глава вторая
Камера сгорания
Такой агрегат необходим в схеме ЯРД с двухкомпонентным
рабочим телом. В камере происходит сгорание газообразного горючего в
газообразном же или жидком окислителе (предварительный нагрев
окислителя в реакторе дает небольшое увеличение тяги в сравнении с
подогревом горючего). Обеспечение полного взаимодействия
газообразных компонентов требует их хорошего перемешивания на
небольшой длине. Кроме того, конструкция камеры сгорания должна
удовлетворять и «традиционным» для ракетных двигателей на
химическом топливе требованиям: надежное охлаждение стенок в условиях
высоких тепловых потоков, устойчивость в отношении низко- или
высокочастотных колебаний и др.
Интересной особенностью двухкомпонентных ЯРД является
принципиальная возможность обеспечения двухрежимной работы:
на начальном участке полета (когда в целях обеспечения
радиационной и ядерной безопасности может потребоваться не включать
реактор) тяга создается за счет лишь химической энергии
взаимодействия неподогретых компонентов, а реактор вводится в
действие позднее. Эта особенность может оказаться существенным
эксплуатационным достоинством ЯРД такой схемы.
Сверхзвуковое сопло
Этот агрегат является предпочтительным, хотя и не
единственным, средством преобразования тепловой энергии
высокотемпературного газа в кинетическую энергию выхлопной струи, создающей
тягу двигателя. Наиболее важным вопросом (из числа тех, что
оказывают влияние на тепловой баланс и схему двигателя) является
здесь необходимость надежного охлаждения сопла в критическом
сечении в условиях очень высоких конвективных тепловых
потоков и тепловыделения от нейтронного и у-излучения реактора.
Другие же вопросы, связанные с конструированием сопла (выбор
степени расширения, профилирование по длине), решаются теми же
методами, что и при проектировании ЖРД.

Состав двигателя, удельные характеристики 45
Система подачи рабочего тела
Эта система в принципиальном отношении мало чем отличается
от соответствующей системы ЖРД. Несмотря на то, что в ЯРД доля
массы двигателя, приходящаяся на агрегаты системы подачи,
существенно ниже этой величины в ЖРД (поскольку основная часть массы
ЯРД приходится на реактор), тем не менее снижение массы агрегатов
подачи одно- или двухкомпонентного рабочего тела ЯРД имеет
существенное значение. Естественно, что этот параметр прямо зависит от
выбранного при схемном анализе давления подачи рабочего тела и-в
меньшей степени - от принятой схемы питания газовой турбины ТНА
и отвода отработавшего на турбине рабочего тела. Важное значение в
вопросе снижения массы агрегатов подачи имеет минимизация
количества насосов. В ЯРД с твердыми поверхностями теплообмена
принципиально можно ограничиться одним насосом, хотя оптимизация
схемы двигателя может привести к необходимости увеличения их числа.
Для сокращения времени запуска двигателя большое значение имеет
величина момента инерции ротора ТНА, что, в свою очередь, связано с
выбранными уровнями давления подачи и расхода рабочего тела.
Система управления реактором и двигателем
Реактор ЯРД как объект управления имеет свои особенности,
определяемые следующими факторами:
а) необходимостью в рамках общей системы управления
двигателем отдельно контролировать и регулировать скорость
ядерной реакции (нейтронную мощность), определяющую уровень
тепловыделения;
б) необходимостью обеспечения надежной аварийной защиты,
обеспечивающей быстрый останов реактора в случае
возникновения нештатных ситуаций в процессе работы, а также
безопасность реактора на всех других стадиях его эксплуатации.
в) требованиями быстрого вывода реактора при запуске из подкри-
тического состояния на номинальный режим с использованием
(или без) промежуточных уровней мощности;
г) необходимостью обеспечения в течение длительного времени
снятия остаточного тепловыделения после останова реактора (то
есть осуществления так называемого «расхолаживания» реакто-

46 Глава вторая
pa), что требует больших затрат дефицитного в полете рабочего
тела или иного компонента;
д) в случае наличия в техническом задании требования обеспечить
повторный запуск двигателя в любое время после окончания
предыдущего рабочего цикла - необходимостью иметь
повышенный запас реактивности для преодоления так называемой
«йодной ямы», что ведет к увеличению загрузки в реактор
делящегося вещества и, как следствие, к возрастанию мощности
исполнительных органов регулирования.
Запуск двигателя (по современным представлениям, связанным с
обеспечением безопасности, он может производиться только вне
атмосферы Земли) представляет собой сложную задачу и должен осуществляться
в минимально возможное время (продолжительный вывод реактора на
номинальный режим потребовал бы значительных
малопроизводительных затрат рабочего тела). Между тем, минимизация времени запуска
имеет свои ограничения снизу, обусловленные необходимостью
надежного контроля физических и тепловых процессов в реакторе ЯРД на всех
стадиях переходного процесса. В связи с этим время вывода реактора с
минимально контролируемого уровня мощности (на который он
выводится из подкритического состояния в предшествующий запуску период)
на номинальный режим, время, в течение которого мощность реактора
возрастает на 7-8 порядков, не может быть, по современным
представлениям, менее десяти-двадцати секунд. Такой запуск является для
реактора ЯРД предельно «жестким» (не только по нейтронно-физическим, но и
по термопрочностным основаниям), а для двигателя как части ракетного
комплекса - слишком «расточительным». Поскольку в целях
увеличения удельного импульса предпочтение отдается применению замкнутой
схемы двигателя (где в качестве источника энергии для привода ТНА
используется рабочее тело, предварительно нагретое в реакторе), постольку
для работы ТНА во время процесса запуска ЯРД необходимо
предусмотреть его питание от постороннего энергоисточника или (и) использовать
теплоемкость агрегатов двигателя. Поиск компромисса, позволяющего
совместить противоречивые требования к процессу запуска ЯРД,
представляет собой сложную техническую задачу.
Необходимость получения возможно более высокого удельного
импульса двигателя и минимальной удельной массы требует
максимального использования жаропрочности и жаростойкости применяв-

Состав двигателя, удельные характеристики 47
мых в реакторе ЯРД материалов, что сводит к минимуму
располагаемые возможности регулирования номинального режима. Температура
наиболее горячих элементов реактора - твэлов определяется уровнем
нейтронного потока Ф и величиной расхода рабочего тела G. Имея
тягу двигателя в качестве выходного параметра, система
регулирования должна поддерживать нейтронную мощность реактора и расход
рабочего тела на таких уровнях, чтобы температура в наиболее
горячих точках твэлов не превысила максимально допустимого значения и
при этом не была бы ниже этого значения более, чем на
установленную при проектировании величину допуска.
Дополнительные возможности для регулирования открывает
использование в ЯРД реактора с жидким замедлителем. Воздействуя на
температуру последнего, можно поддерживать мощность реактора в
заданных пределах более удобным способом - без искажений
пространственного распределения энерговыделения в реакторе при
перемещении поглощающих нейтроны исполнительных органов регулирования.
Особенно эффективным такой метод регулирования может оказаться в
случае, если удастся использовать кипение замедлителя. Однако
выбор типа замедлителя (твердый или жидкий) определяется
соображениями, связанными не только с регулированием мощности, но и с
другими особенностями реактора как агрегата ракетного двигателя.
Останов ЯРД также представляет собой сложную, не столько
физическую, сколько теплотехническую задачу. Из-за присутствия в
цепной реакции деления так называемых запаздывающих нейтронов
тепловыделение в реакторе продолжается и после прекращения реакции
деления. В первые секунды после выключения реактора уровень
тепловыделения имеет тот же порядок, что и на рабочем режиме, затем
быстро снижается, но остается все же достаточно высоким и требует
длительного, измеряемого многими часами, охлаждения реактора.
Процесс расхолаживания реактора после останова требует больших
затрат рабочего тела (иногда, в зависимости от решаемой задачи,
сравнимых с затратами на номинальном режиме). Этот процесс должен
быть полезным образом учтен в баллистической характеристике
космического аппарата, несмотря на то, что расходование рабочего
тела при расхолаживании вынужденно производится с низким
средним удельным импульсом.

48 Глава вторая
Отметим некоторые другие специфические особенности ЯРД.
Одной из них является высокий уровень тепловыделения в материалах
конструкции за счет у-излучения. Этот уровень пропорционален
мощности, на которой работает реактор двигателя на стационарном
режиме, и, следовательно, прямо связан с тягой двигателя. Начиная с
некоторого уровня тяг (порядка десятков килоньютонов и более) все
расположенные вблизи поверхности реактора массивные детали
(например, в узлах крепления двигателя) должны иметь принудительное
охлаждение.
Нельзя не упомянуть существенной особенности эксплуатации ЯРД,
связанной с возникновением в процессе его работы наведенной
активности материалов двигателя, которая сохраняется на биологически
опасном уровне много суток и месяцев после прекращения
функционирования реактора. Это обстоятельство предъявляет свои требования к схеме
проектируемого двигателя, заставляя предусматривать в ней
возможности, обеспечивающие дистанционное (либо автоматизированное)
обслуживание двигателя в промежутках между включениями.
Наконец, схема ЯРД должна быть построена таким образом,
чтобы обеспечить надежную ликвидацию реактора и других
биологически опасных частей конструкции двигателя после завершения его
эксплуатации.
Кроме ликвидации (рассматривается несколько вариантов
осуществления такой операции - об этом ниже), предусматривается такой
способ обеспечения безопасности прекратившего функционирование ЯРД,
как размещение его на орбите длительного (>300 лет) существования.
Выбор того или иного варианта определяется характером конкретной
задачи, решаемой с помощью ЯРД космическим аппаратом.
Представляет несомненный интерес рассмотрение задачи
создания на базе схемы и технологии ЯРД ядерных энергетических
установок. Возможность их разработки обеспечивается высоким (и
недостаточно используемым в ЯРД из-за ограничений по
жаропрочности конструкционных материалов) энергетическим потенциалом
ядерных реакций, а необходимость определяется перспективными
космическими транспортно-энергетическими проектами (типа
пилотируемой экспедиции к планете Марс), в которых энергетика
космического аппарата на уровне десятков-сотен киловатт должна
обеспечиваться в течение длительного времени (до 1,5-2 лет). В таких
схемах движитель ЯРД - сверхзвуковое сопло заменяется или
дополняется (в комбинированных, то есть двигательно-энергетичес-

Состав двигателя, удельные характеристики 49
ких установках) контуром преобразования тепловой энергии
рабочего тела вначале в механическую работу (турбина), а затем в
электроэнергию (электрогенератор).
Существенными элементами схем ЯЭУ (или ЯЭДУ) с замкнутым
контуром является компрессор, обеспечивающий прокачку рабочего
тела по магистрали контура, и холодильник-излучатель, служащий
для отвода из контура в космическое пространство тепловой энергии
низкого потенциала. Именно этот агрегат (холодильник-излучатель)
во многих случаях оказывается ограничителем (в части его массы и
размеров) увеличения как абсолютной мощности ЯЭУ, так и ее
удельных характеристик.
Наконец, по-видимому, самой сложной, разновидностью
ядерных энергетических установок является трехрежимная ЯЭДУ, в
которой два описанных выше рабочих режима ( двигательный и
энергетический с замкнутым контуром) дополняются еще одним -
кратковременным энергетическим режимом большой (мультимегаваттной)
мощности. Последний режим может быть обеспечен (по
термодинамическим соображениям) только при условии открытого выброса
рабочего тела — после срабатывания его температурного потенциала на
энергопреобразователе - в космическое пространство, и именно это
обстоятельство (то есть, фактически бортовой запас рабочего тела)
ограничивает максимальное время реализации такого режима. Что
же касается собственно преобразователя приобретенной рабочим
телом в реакторе тепловой энергии в электрическую, то в качестве
такового может быть применен либо турбогенератор (на турбине
которого срабатывается большая часть полученной в реакторе тепловой
энергии), либо МГД-генератор. Применение последнего связано с
необходимостью введения в рабочее тело с целью увеличения его
электрической проводимости специальных ионизирующих добавок и, как
показывают расчеты, становится оправданным лишь для получения
очень больших мощностей (порядка 100 и более мегаватт). Турбо-
преобразователь трехрежимной ЯЭДУ представляет собой
конструктивно сложный агрегат с 5-8-ступенчатой турбиной и охлаждаемым
до криогенного уровня электрогенератором. Разработка его является
серьезной научно-технической проблемой.
Таковы в общих чертах некоторые особенности схем стационарно
работающих ЯРД и ЯЭУ, которые необходимо учитывать при
проектировании этих двигательно-энергетических устройств.
Классификация рассмотренных схем приведена на рис. 2.1.

50
Глава вторая
ц
в'!
41

Состав двигателя, удельные характеристики 51
Для полноты рассмотрения следует упомянуть еще об
импульсных ЯРД, работа которых связана с использованием ядерных
микровзрывов. Как показывают расчеты, приемлемый (по условиям
прочности конструкции камеры двигателя) уровень давлений обеспечивается
при весе ядерного заряда, не превышающем нескольких десятков
граммов, что требует очень большого (до плотностей, в 15-20 раз
превышающих плотность твердого тела) обжатия вещества, составляющего
заряд. Возможность реализации подобной схемы, предложенной около
пятидесяти лет назад, будет рассмотрена в шестой главе книги.

52 Глава третья
Глава третья
ОСНОВЫ РАСЧЕТА
И ОБОСНОВАНИЯ КОНСТРУКЦИИ ЯРД
С ТВЕРДОФАЗНЫМ РЕАКТОРОМ
И ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
УСТАНОВОК НА ЕГО ОСНОВЕ
Особенности теплофизики ЯРД и ЯЭУ
ЯРД обладает преимуществами перед другими типами космических
двигателей лишь в том случае, когда достаточно велик его удельный
импульс тяги -1000 с, определяемый, в основном, температурой
рабочего тела перед соплом, при минимально возможных габаритах и массе.
Для обеспечения такого уровня удельного импульса и потребных массо-
габаритных характеристик водород должен нагреваться в реакторе
двигателя до среднемассовой температуры -3000 К и удельное
энерговыделение в активной зоне реактора должно составлять -30 кВт/см3. Эти
параметры были реализованы при создании в нашей стране прототипа
реактора ЯРД - реактора 11Б91-ИР-100, или ИРГИТ [3.1] и впервые
экспериментально проверены при испытаниях модельных ТВС в
реакторе ИГР [3.2]. На рис. 3.1 представлена конструктивная схема ЯРД,
основу которой составляет реактор, размещаемый в силовом
охлаждаемом корпусе, завершающемся соплом. В состав реактора входят
тепловыделяющие сборки, замедлитель, боковой и торцевой отражатели;
могут входить узлы радиационной защиты (последнее зависит от
особенностей компоновки ЯРД в составе космического пилотируемого или
беспилотного корабля).

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
53
Магистраль от бака
рабочего тела"
Привод регулирующего
барабана'"
В связи с тем, что
двигатель такого типа
создавался впервые,
отсутствовали доступ-
вые данные по органи-
зации охлаждения
ЯРД и теплонапря-
женных газоохлажда-
емых реакторов.
Поэтому был выполнен
цикл новых
исследований по оптимизации
системы охлаждения и
выбору рациональных
методов доводки,
которые внедрены при
создании прототипа
реактора ЯРД -
реактора ИРГИТ.
Выполнены теоретические и
экспериментальные
исследования вопросов
гидродинамики и теп-
лопереноса в
характерных для теплонапря-
женной конструкции
ЯРД каналах сложной
формы (щелевые
кольцевые каналы с ореб-
рением и без него, со
специальными
устройствами для закрутки
потока газа, системы витых стержней специального профиля и др.).
Исследование особенностей организации процесса нагрева рабочего тела,
вопросов гидродинамики и теплообмена в трактах охлаждения эле-
Регулирующий барабан-.
7ВС
Огневое днище
Сопловая камера
Радиационная
защита
Замедлитель
Корпус реактора
Магистраль охлаждения
'сопла
Рис. 3.1 Конструктивная схема ЯРД

54 Глава третья
ментов конструкции ЯРД этого класса представляет собой актуальную
и новую область в науке и технике. Напряженность параметров
реактора потребовала постановки и решения задач по оптимизации
системы охлаждения, интенсификации теплопередачи от твердых
поверхностей элементов конструкции к теплоносителю и теплопереноса в
рабочем теле. Сложные сопряженные задачи теплообмена сделали
необходимой разработку новых методов расчета и моделирования.
Организация охлаждения элементов конструкции такого типа
реактора имеет свои трудности, обусловленные, в основном, большой
мощностью объемного тепловыделения в материале и ограничениями по
составу применяемых материалов, пористости конструкции и расходу
рабочего тела. Высокие значения тепловыделения при ограниченной
пористости конструкции по каналам охлаждения создают опасность
возникновения высоких термонапряжений. Эта опасность усугубляется
значительными неравномерностями распределения тепловыделения в
основных узлах изделия. При наличии ограничений по расходу рабочего
тела существует также опасность разогрева материалов конструкции до
температур, предельных для применяемых материалов.
Термические напряжения являются следствием неравномерного
поля температур, которое определяется неоднородностью
тепловыделения в рассматриваемом объеме, а также ограниченными
возможностями организации охлаждения.
Таким образом, одной из основных задач организации
охлаждения конструкции является выравнивание поля температур. В
условиях заданных величин параметров реактора выравнивание поля
температур приводит к уменьшению максимальных температур и
термонапряжений в каждом сечении.
В качестве одного из основных критериев при выборе формы
проточной части системы охлаждения элементов конструкции
рассматривалась возможность выравнивания следующих основных неравномер-
ностей температуры, характерных для ЯРД:
- неравномерность масштаба элементарного канала (ячейки), свя-зан-
ная с возможным отклонением геометрических, технологи-ческих и
других параметров от соответствующих расчетных значений;
- неравномерность масштаба радиуса характерного элемента
конструкции (например, ТВС), связанная с изменением
тепловыделения по его радиусу;

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
55
- азимутальная неравномерность температуры, вызываемая
неравномерностью нейтронного потока в объеме реактора (наличие
регулирующих барабанов, для разных рядов ТВС по радиусу -
изменение нейтронного потока по радиусу реактора и т.п.).
При выборе проточных трактов систем охлаждения элементов
конструкции, оптимальных по эффективности выравнивания возможных
температурных неравномерностей, были рассмотрены все известные виды
схем, которые при классификации их по характеру течения рабочего
тела можно представить состоящими из трех основных групп:
- канальные - элементы, выполненные по системе параллельных
изолированных каналов (схемы с сотовым расположением
каналов, схемы, в которых каналы образованы гладкими или ореб-
ренными коаксиальными цилиндрами и пластинами и т.п.);
- шариковые - схемы типа свободных гранульных засыпок, систем
шаров и гранул, спеченных
в блоки различной формы,
сетчатые схемы и т.п.;
- элементы, в которых
сочетаются особенности течения
рабочего тела в канальных
и шариковых схемах
(стержневые - элементы,
выполненные из витых стержней,
системы пластинчатых
призм с малым числом
калибров и т.п.).
Канальные схемы (рис. 3.2а)
отличаются от других типов тем,
что известные закономерности
течения в трубах, характерные для
этих элементов, позволяют в
принципе нагреть рабочее тело в Рис 32а Поперечное сечение
них до заданной температуры с на- твэла на основе системы парал-
именыпими потерями давления, лельных изолированных каналов

56
Глава третья
К недостаткам таких схем следует отнести трудность получения
блоков с одинаковыми геометрическими и технологическими
параметрами (диаметры каналов, расстояния между каналами, свойства и
состав материалов и т.п.). Возможные отклонения параметров от
соответствующих расчетных значений могут приводить в процессе работы
к образованию температурных неравномерностей.
Для этого типа элементов возникновение зон местного перегрева
может быть связано не только с увеличением тепловыделения, но и с
возможным перераспределением расхода рабочего тела между
каналами в соответствии с различными гидравлическими сопротивлениями
каналов и тепловыми нагрузками.
В шариковых схемах (рис. 3.26) представляют интерес
следующие свойства этих систем:
- трехмерный поток с многочисленными расширениями и
сужениями, образующийся в системе шаров, обеспечивает
интенсивное выравнивание возможных неравномерностей
температуры по сечению;
- живучесть (разрушение одного или нескольких шаров еще не
означает разрушение системы, в случае свободных засыпок
принципиально возможно восполнение разрушившихся шаров);
- хорошо развитые поверхности теплообмена и высокие значения
коэффициентов теплоотдачи.
К недостаткам шариковых систем следует отнести большое
гидравлическое сопротивление и связанные с этим конструктивные
сложности компоновки некоторых элементов конструкции ЯРД.
В шариковых системах
единое проходное сечение для
рабочего тела позволяет уменьшить
либо исключить температурные
неравномерности типа
накапливающихся неравномерностей
температуры в канальных элементах
(в системе параллельных
изолированных каналов возможные от-
Рис. 3.26 Тепловыделяющие
сборки на основе шаров

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
57
клонения параметров от
соответствующих расчетных значений
приводят к тому, что из-за
разных гидравлических
сопротивлений и тепловых нагрузок в
каналах различные расходы рабочего
тела нагреваются до
неодинаковых температур).
Все иные типы (стержневые
и т.п.), в которых сочетаются
особенности течения рабочего тела в
канальных и шариковых схемах,
в большей или меньшей степени Рис. 3.2в Поперечное сечение
обладают достоинствами и недо- тепловыделяющей сборки из
статками рассмотренных выше витых стержней
двух групп схем.
Например, для элементов на основе витых стержней (рис. 3.2в) в
крайних предположениях имеем:
1. При нулевой закрутке лепестков стержней - это система
параллельных каналов.
2. При малом шаге закрутки этот тип приближается к шариковым
схемам.
Поэтому для стержневых систем должен быть найден
оптимальный шаг закрутки, при котором хорошее выравнивание
температурных неравномерностей достигалось бы с минимально возможными
гидравлическими потерями.
При создании двигательно-энергетических установок
космического назначения на основе реактора ЯРД возникают дополнительные
проблемы, в частности, связанные с преобразованием тепловой
энергии в электрическую: создание холодильника-излучателя с
необходимыми свойствами по надежности и массо-габаритным
характеристикам и теплообменника-рекуператора, обеспечивающего необходимый
коэффициент полезного действия установки и имеющего
минимальные массо-габаритные характеристики.

58 Глава третья
Обоснование конструктивной схемы реактора
Одной из основных научно-технических проблем создания ЯРД
является обеспечение максимально возможной в реальной
конструкции температуры газа на выходе из реактора, соответственно,
минимума температурных неравномерностей в рабочем теле с учетом разного
типа возмущений и характерных для реактора неравномерностей
энерговыделения, особенностей течения теплоносителя и ограничений на
допустимые для конструкционных материалов активной зоны
температуры и температурные градиенты.
Поскольку активная зона ЯРД работает в условиях достаточно
высоких температур и значительных тепловых потоков, даже
небольшие отклонения геометрических и технологических параметров
(отклонения в диаметрах каналов, в толщинах стенок, в
концентрации делящегося вещества и т.п.), уровня мощности реактора в
процессе регулирования от соответствующих расчетных значений могут
приводить к образованию области местного перегрева и, как
следствие, к возможному разрушению элементов конструкции активной
зоны. Для проточной части системы охлаждения, выполненной по
схеме параллельных изолированных каналов, возникновение зон
местного перегрева может быть связано как с увеличением
тепловыделения, так и с возможным перераспределением расхода рабочего тела
между каналами в соответствии с различными гидравлическими
сопротивлениями и тепловыми нагрузками. Рост тепловыделения
может быть вызван как нерасчетной величиной концентрации
делящегося вещества в единице объема активной зоны, так и локальным
увеличением объема активной зоны. Во избежание образования зон
местного перегрева и разрушения конструкции средняя температура
нагрева рабочего тела должна выбираться так, чтобы возможные
отклонения параметров от расчетных значений не приводили совместно
к превышению допустимой температуры материала стенки каналов и
чтобы тепловые потоки не превосходили ограничивающих значений.
Получение минимальной разности между среднемассовой
температурой газа и максимально допустимой температурой для
конструкционных материалов (последнее из условия стойкости и прочности
конструкции) ограничивается следующими основными факторами:

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 59
- перепадом температур, связанным с теплоотдачей от стенок
каналов к рабочему телу;
- неравномерностью поля температур по сечению, вызываемой
неравномерностью тепловыделения (блок-эффект, конечность
размеров реактора, эффекты исполнительных органов системы
регулирования, размещенных в активной зоне или на ее границах и
т.д.) и оттоком тепла в теплоизоляцию;
- возмущениями поля температур вследствие возможных
отклонений геометрических и технологических параметров
тепловыделяющих элементов от соответствующих расчетных значений;
- различиями в температурах нагрева рабочего тела в отдельных
зонах реактора;
- забросами температур вследствие неточности измерительных
систем и системы автоматического регулирования.
Последние два фактора не зависят от конструктивной формы твэ-
лов активной зоны и определяются характеристиками реактора и
свойствами системы автоматического регулирования.
В реакторе ЯРД возможно существенно неравномерное
распределение тепловыделения в объеме, которое может приводить к тому, что
нагрев рабочего тела в отдельных зонах реактора получается
различным. Для уменьшения различий в температурах нагрева рабочего тела
необходимы физическое и гидравлическое профилирования.
Гидравлическое профилирование предполагает такое распределение расхода
рабочего тела по сечению реактора, при котором обеспечивается
минимум температурных неравномерностей в рабочем теле. Этот способ
профилирования в ряде случаев недостаточно эффективен, так как
приводит к недоиспользованию энергетических возможностей реактора и как
следствие к ухудшению удельных характеристик двигателя.
Целесообразным способом следует считать физическое профилирование
реактора изменением концентрации урана и расстояний между
тепловыделяющими сборками (последнее для гетерогенного реактора). Если
физическим профилированием реактора не удается достаточно хорошо
выровнять тепловыделение по радиусу (например, вследствие
ограничений по концентрации делящегося вещества в основном материале), то
возможно его сочетание с гидравлическим профилированием. По гид-

60 Глава третья
равлическому сопротивлению элементы собственно активной зоны
подбираются таким образом, что в элементах с различными
тепловыделениями рабочее тело нагревается до одинаковых температур. Различие
в температурах нагрева рабочего тела в отдельных сборках реактора и
будет определяться качеством выполнения радиального физического
профилирования и точностью подбора элементов по гидравлическому
сопротивлению.
Первые три фактора определяются в значительной степени
конструкцией сборки, технологией ее изготовления и особенностью течения
рабочего тела.
Из отмеченных отклонений и неравномерностей - часть
случайные, часть регулярные. Анализ полей температур в условиях разного
типа неравномерностей и возмущений проводился в [3.3, 3.4, 3.5].
При обосновании условий надежного охлаждения конструкции
необходимо рассматривать совместное воздействие отклонений и
неравномерностей на температурный режим. Действительно, при
регулярном изменении тепловыделения в сечении сборки одинаковые
относительные величины случайных отклонений (Ad/d; Ар/р и т.д.)
приводят к большим возмущениям поля в зонах с большим выделением
энергии. Достоверно предсказать место и уровень максимального
возмущения температуры или измерить его в экспериментах в
реальной конструкции затруднительно. Поэтому представляется
целесообразным расчетно определять максимально возможное
локальное возмущение температуры от совместного действия предельных
случайных отклонений основных параметров в области
максимальных значений регулярных неравномерностей. Если при этом
выполняется условие, что ни в одной точке объема активной зоны
температура с учетом возмущений не превосходит соответствующих
ограничивающих величин и если возможные отклонения
укладываются в поле, ограниченное предельными значениями отклонений,
то обеспечивается надежное охлаждение конструкции.
На основании этих общих соображений рассмотрим влияние
возможных неравномерностей и отклонений параметров сборки на
возмущение поля температур. Группу соседних каналов
тепловыделяющей сборки с неблагоприятным сочетанием отклонений можно рас-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 61
сматривать как один из опасных случаев, вероятность которого
значительна потому, что уменьшению диаметра канала обычно
сопутствует утолщение тепловыделяющей стенки и даже при
расчетной концентрации урана увеличение тепловыделения в зоне этого
канала. Таким образом, предполагаем, что отклонения не
независимы. Опасен рассматриваемый случай потому, что, во-первых,
затрудняются условия отвода тепла теплопроводностью от
внутренних каналов зоны, так как возрастает температура в области
соседних каналов, и, во-вторых, уменьшается расход газа через каналы
уменьшенного диаметра.
Рассмотрим элементарную ячейку группы соседних каналов с не-
благоприятным сочетанием отклонений (поверхности,
ограничивающие объем элементарной ячейки, представляют собой границу стоков
тепла в канал). При построении расчетных соотношений будем
предполагать, что отток тепла в соседние менее напряженные каналы с
ограничивающих поверхностей ячейки не происходит. Такое
допущение означает, что все тепло, выделившееся в ячейке, отводится
теплоотдачей в рабочее тело при повышенной по сравнению с расчетной
температуре стенки.
Отметим, что выполненные расчетные исследования показали, что
учет оттока тепла теплопроводностью от ячейки с измененными
параметрами уменьшает при прочих равных условиях возмущение по
температуре на -30%.
Температуру стенки на выходе из канала можно представить в
виде
гя = ггвО+дг+е, C.D
где Тг вх 0 - температура газа на входе в канал, AT - подогрев газа на
рассматриваемом участке, 9=Тст-Тр - температурный напор от
стенки к газу на выходе из канала.
Тогда разность температур стенок для двух каналов при одинаковой
температуре газа на входе в каналы можно записать в форме
5гст =та'-т„ =дг(дг-1)+е(ё-1), C.2)

62 Глава третья
где
9
AT, 0 - соответственно, относительные подогрев и
температурный напор в канале с измененными по сравнению с расчетными
параметрами. Здесь и ниже штрих означает, что величина относится к
каналу с измененными по сравнению с расчетными параметрами.
Изменение температуры стенки 8Гст определяем по изменению AT
и 0 в зависимости от отклонения параметров от номинальных
значений. Необходимые соотношения могут быть получены из совместного
рассмотрения уравнений, описывающих стационарное течение газа в
канале с подводом (отводом) тепла. Ограничимся задачами, для
которых справедливо уравнение состояния идеального газа и у/у'=77Г;
коэффициент гидравлического сопротивления при отклонении канала от
номинального состояния не изменяется (предположение строго
выполняется для шероховатых каналов в диапазоне режимов течений, где
коэффициент сопротивления не зависит от числа Рейнольдса);
коэффициенты местного сопротивления входа и выхода канала равны;
относительные величины отклонений постоянны на рассматриваемой
длине канала.
Учитывая эти предположения, из совместного рассмотрения
уравнений энергии, движения, неразрывности и состояния газа для канала
с номинальными параметрами и канала с малыми возможными
отклонениями параметров от соответствующих расчетных значений
после преобразований имеем
1/2
C.3)
C.4)
В C.4) предполагается, что отношение локальных
температурных напоров в каналах с расчетными параметрами и отличными от
них пропорционально отношению соответствующих средних темпера-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
63
турных напоров. Если в выражении Nu=aRe/IPrw для критерия Нуссель-
та значение п близко к единице и либо т близко к единице, либо Рг в
рассматриваемом диапазоне изменения температур изменяется слабо,
то приближенно имеем Q=kdAT.
В C.3), C.4)
р = \
MNLk
x+Vx_.
1+2/Х+2Т/
с
IT
X
Др ДФ
До ДГ AG
+
Ч
Х = 1ГГ + ^
С- %4,A+2^/1/)]"'+[!+ ^//ад].
При
_ 1
АГ
где величина, учитывающая неполноту выравнивания
температурных неравномерностей в коллекторах смешения;
Aq
относительное отклонение уровня мощности реактора от
соответствующего расчетного значения;
величина, характеризующая различие в подогревах рабоче-
G
го тела в отдельных ТВС реактора;
С.С- средние теплоемкости рабочего тела при изменении
температуры рабочего тела от Тг ю до Гши от Тг ю до Тт вых, соответственно;

64 Глава третья
=^-, —=-— относительные локальные отклонения концентрации
урана и нейтронного потока от соответствующих расчетных значений;
кг - коэффициент, учитывающий блок-эффект;
Тг вх. - температура рабочего тела на входе в i-й блок элемента (в
зонах, расположенных за первым коллектором смешения);
Тт вх - температура рабочего тела на входе в ТВС;
Тг вых. - температура рабочего тела на выходе из i-ro блока элемента;
St, Nu, Re, Pr - критерии Стантона, Нуссельта, Рейнольдса,
Прандтля;
% - коэффициент гидравлического сопротивления;
С, - коэффициент местного сопротивления;
I -длина блока элемента;
dr - гидравлический диаметр канала;
М, kF, kd - коэффициенты, учитывающие изменения соответственно
объема активной зоны, приходящейся на один канал, проходного
сечения канала и гидравлического диаметра канала в
зависимости от возможных отклонений.
Для элементов с сотовым расположением каналов имеем
2 (Ah (pAd\
m=i+-——-^rt
l-(pV h d )
/^ — 1 _|_ —г . ъ — 1 _|_ о —г
где Л - расстояние между центрами каналов;
d - диаметр канала без покрытия;
ф - пористость блока без покрытия;
А - отклонение параметра от соответствующего расчетного
значения (для блоков без защитного покрытия каналов d=dr).

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
65
В элементах с каналами прямоугольной формы (рис. 3.2а)
1-ф
Ъ Л'<* с)
а
1-*
С
7 1 М
kF =1+—¦
а
Ah
Ac
1
1 + -
Да
а
¦ + ¦
ДА
h
Ас
с
he1 acl ah
— 1+--- 1 — —
а а А А ее
Для течения несжимаемой жидкости в круглых каналах, когда
теплофизические свойства газа в возможном диапазоне отклонений
0,3164
температуры изменяются слабо и -3— » ?, w = 0,8 и ^ =
Re
0.25
MNLkr
MNLkr
C.5)
Перепад температур в основном материале активной зоны
элемента (в масштабе канала) с учетом отклонений определяется из
выражений:

66 Глава третья
АГ0=ДГ0АГ0; C.6)
&T=Kq/NKh, C.7)
где ДТ0 - перепад температур в основном материале в канале с
расчетными параметрами.
Для плоской стенки
Ъ '
где Ъ - толщина тепловыделяющей стенки.
В случае элемента с сотовым расположением круглых каналов
Ли. 1 М , N
ШA<р)
Методика расчета температурных неравномерностей в элементах
типа шариковых, стержневых и т.п. аналогична расчету
неравномерностей в канальных элементах и учитывает особенности течения в
системах с единым проходным сечением для рабочего тела. В этой
постановке после соответствующих преобразований получаем выражения для
определения относительных подогрева АГи температурного напора 0 с
учетом возмущений и неравномерностей в такого типа ТВС.
С/
C.9)
A-фК' л п

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД ' 67
где 5 - отклонение размера стержня,
— изменение обогреваемого параметра стержня, связанное с
касанием лепестков соседних стержней (изменением периметра
за счет изменения толщины лепестка стержня можно пренебречь),
—- - учитывает локальное изменение расходонапряженности
о
рабочего тела.
Остальные обозначения приводились выше.
Для рассматриваемых ЯРД всегда А0»А7Т и АГ>А0, поэтому
обычными способами улучшения условий теплообмена (увеличением
коэффициента теплоотдачи и, соответственно, уменьшением величины 6)
не удается обеспечить получение необходимых среднемассовых
температур рабочего тела в реальной конструкции реактора с учетом
возможных отклонений и неравномерностей.
Из выражений для температурных неравномерностей C.2 и 3.5)
следует, что в тепловыделяющей сборке, выполненной по схеме
параллельных изолированных каналов, возможно накопление
неравномерности температуры по длине канала (в уравнениях 3.2 и 3.5 первый
член пропорционален подогреву рабочего тела). Поэтому, чем короче
канал с неблагоприятным сочетанием отклонений, тем меньше
температуры в канале отличаются от расчетных. Представляется
целесообразным создание конструкции ТВС из ряда блоков по длине, между
которыми следует предусмотреть специальные устройства смешения
(коллекторы смешения), в которых происходило бы полное или
частичное выравнивание температурных неравномерностей по сечению.
Из C.2), C.5) следует, что одинаковые относительные
отклонения параметров от соответствующих расчетных значений приводят к
большим забросам температуры там, где значительны подогревы
рабочего тела и температурные напоры. Поэтому целесообразно зоны
высоких тепловых потоков смещать в область достаточно низких
температур рабочего тела. Последнее может быть достигнуто продольным
профилированием тепловыделения в ТВС.

68 Глава третья
Наконец, накапливающаяся неравномерность температуры,
характерная для канальных элементов, может быть исключена либо
уменьшена переходом к конструкциям ТВС с единым проходным
сечением для газа (конструкции сборок, в которых объемы, примыкающие
к ее элементам и заполненные движущейся жидкостью, сообщаются
между собой в сечении, перпендикулярном направлению основного
движения жидкости).
Таким образом, основными путями повышения температуры
нагрева рабочего тела в ТВС и реакторе следует считать:
- введение в конструкцию ТВС коллекторов смешения для систем
на основе параллельных изолированных каналов, то есть
создание составной по длине конструкции сборки;
- продольное профилирование тепловыделения в ТВС (для
канальных элементов в сочетании с коллекторами смешения);
- создание конструкции ТВС с единым проходным сечением для
рабочего тела (из шариковых твэлов, элементов на основе
стержней со спиральным оребрением и т.п.);
- гидравлическое профилирование;
- радиальное физическое профилирование ТВС и реактора.
В полном объеме отмеченные возможности повышения
температуры нагрева рабочего тела реализованы в советской концепции
построения активной зоны реактора ЯРД. В отличие от разработок ЯРД в
США, где была принята гомогенная схема реактора (программа
«Нерва»), в СССР ЯРД разрабатывался, как отмечалось выше, на базе
конструкции гетерогенного реактора. Кроме реализации отмеченных
выше возможностей по температуре рабочего тела, гетерогенность
конструкции реактора по сравнению с гомогенной схемой имеет также
принципиальные преимущества в отношении автономной отработки
основного узла реактора - тепловыделяющей сборки и возможности
использования высокоэффективных материалов замедлителя.
Автономная отработка ТВС на заданную надежность на
заключительных этапах может проводиться и проводилась в составе надежных
исследовательских реакторов.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 69
Таким образом, принятые в советской программе создания ЯРД
основные принципы построения конструкции реактора ЯРД
(гетерогенность реактора) и организации рабочего процесса при минимизации
возможных температурных неравномерностей обеспечили выполнение
основного объема отработки конструкции на заданную надежность при
поэлементных и поузловых испытаниях. Эта концепция должна была
обеспечить отработку реактора ЯРД и двигателя на ограниченном
числе испытуемых изделий.
Коллекторы смешения и продольное профилирование
энерговыделения были реализованы в ТВС для испытаний в реакторе ИГР,
характеристики которого приведены в [3.2, 3.6]. При известных
ограничениях по температуре материалов твэлов, концентрации делящегося
вещества, тепловым потокам и реальных возможностях технологии
изготовления (отклонения в диаметрах канала Ad/d= 0,035,
концентрации делящегося вещества Ар/р = 0,05 и др.) и при прочих равных
условиях введение в конструкцию коллекторов смешения и продольного
профилирования тепловыделения обеспечило увеличение среднемассо-
вой температуры газа на выходе из сборки на -1000 К. В принятой
конструкции ТВС с блоками равной длины оптимальный закон
продольного профилирования тепловыделения определялся в следующих
предположениях: в каждом блоке температура стенки канала с учетом
возможных отклонений может достигать предельного по прочности и
стойкости материала значения, но не должна его превышать; в уровне
температуры газа на входе в каждый последующий блок учитывается
неполнота выравнивания температурных неравномерностей в
коллекторе; расчетное значение концентрации делящегося вещества по длине
каждого блока постоянно.
На рис. 3.3 в качестве примера представлены результаты
оптимизации геометрических характеристик проточной части системы
охлаждения тепловыделяющей сборки, выполненной по схеме
«система параллельных каналов» и имеющей по длине четыре
коллектора смешения.

70
Глава третья
Оптимизация проводилась в следующих основных предположениях:
- температура материала на выходе из каждого блока сборки с
учетом возмущений достигает максимально допустимого значения;
- в коллекторах смешения выравниваются температурные
неравномерности масштаба расстояния между каналами;
- абсолютные отклонения геометрических размеров (диаметр
канала, расстояние между каналами) от соответствующих
расчетных значений
одинаковы для сборки с разными
гидравлическими
диаметрами каналов.
В расчетах при
рассмотрении достаточно узкого
диапазона изменения
гидравлического диаметра 0,5 мм <d<2 мм
приняты предельные допуски
на основные геометрические
размеры, равные
погрешностям в соответствующих
размерах, зафиксированным при
2500
2000
Рис. 3.3 Зависимость среднемассовой
температуры газа на выходе из ТВС
Т (К) от геометрических характе-
обследовании партии
изготовленных тепловыделяющих
блоков (при размере канала
~1 мм измеренное предельное
отклонение -0,04 мм). В этих
предположениях при
вариации гидравлического диамет-
ристик проточной части dr (мм).
1,2, 3,4 - соответственно: первый,
второй, третий и четвертый вариан
ты сборок.
ра канала рассмотрены четыре варианта ТВС, в каждом из которых
одинаковыми являются следующие группы параметров:
- пористость по рабочему телу, длина блоков сборки, расход
рабочего тела;
- размер перемычки между каналами, длина блоков, расход
рабочего тела;
- объем материала активной зоны сборки, размер перемычки, рас-
ходонапряженность рабочего тела;
- объем материала активной зоны, размер перемычки, перепад
давлений на длине сборки.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 71
Для всех вариантов при оптимальном законе продольного
профилирования тепловыделения зависимость среднемассовой
температуры рабочего тела от диаметра канала имеет пологий максимум
в области значений гидравлического диаметра -1 мм. Дальнейшее
уменьшение диаметра каналов не приводит к заметному
увеличению температуры нагрева, так как одинаковые абсолютные
отклонения геометрических размеров от соответствующих расчетных
значений с уменьшением абсолютных размеров приводят к большим
температурным неравномерностям вследствие увеличения
относительных отклонений.
Для варианта сборки с dr~l мм при известных ограничениях по
температуре материалов твэлов и при прочих равных условиях
введение в конструкцию коллекторов смешения обеспечивает увеличение
среднемассовой температуры газа на выходе из ТВС на -1000 К.
Совокупность каналов с выбранным таким образом характерным
размером и распределением плотности каналов в объеме реактора по
зонам в соответствии с уровнем тепловыделения в каждой зоне
составляет систему охлаждения реактора. Для обеспечения надежного
охлаждения реактора реально осуществленная система каналов с
непредсказуемым распределением (в пределах допусков) отклонений
размеров от номинальных должна быть гидравлически настроена таким
образом, чтобы расход теплоносителя через каждый из каналов или
группу каналов обеспечивал отвод тепла от соответствующего объема
реактора при температурах материала, не превышающих предельно
допустимые. Оптимизация системы охлаждения реактора позволяет
повысить ее устойчивость к малым отклонениям параметров от
номинальных и предотвратить превышение допустимых уровней
температур и термонапряжений. Последовательно-параллельная система
каналов охлаждения активной зоны реактора, позволяющая
экспериментальное определение отклонений гидравлического
сопротивления каждого из каналов или группы каналов от оптимизированной
величины и оборудованная регулирующими устройствами,
обеспечивает проведение гидравлической настройки, существенно
уменьшающей неравномерности распределения расхода теплоносителя по
однотипным каналам.

72 Глава третья
В связи с тем, что уровень тепловыделения зависит от температур
рабочего тела и конструкционных материалов активной зоны,
оптимальный закон профилирования определялся в результате совместных
тепловых и нейтронно-физических расчетов. Конструктивная форма
принятых коллекторов смешения позволяет организовать
выравнивание температурных неравномерностей масштаба расстояния между
каналами, характерных для этого типа ТВС. Применительно к
обеспечению минимума температурных неравномерностей в газе от источников
большего масштаба целесообразно использование способов и
механизмов, уменьшающих либо исключающих эффекты накопления. Так,
для реактора ИРГИТ в результате исследований обоснованы
закономерности изменения тепловыделения по радиусу тепловыделяющей
сборки и требуемые характеристики переноса тепла, обеспечивающие
получение необходимых среднемассовых температур рабочего тела на
выходе из ТВС. Для выравнивания поля температур в условиях
азимутальных неравномерностей энерговыделения в боковом отражателе
использовались кольцевые каналы со спиральным оребрением [3,7,
3.8, 3.9]. Выбором шага закрутки обеспечивалась допустимая
амплитуда азимутальной температурной неравномерности.
Тепловыделяющая сборка
Конструктивная схема ТВС
ТВС - основной узел двигательного реактора гетерогенной схемы.
В сборке происходит нагрев рабочего тела до температур,
обеспечивающих реализацию необходимого удельного импульса двигателя.
В результате исследований, проведенных ВНИИ НМ, НПО «Луч»,
Центром Келдыша и другими предприятиями, было показано, что при
потребных параметрах ТВС в условиях течения водорода круг
конструкционных материалов собственно активной зоны ТВС ограничен
карбидными и карбонитридными композициями. Многолетние работы в
нашей стране и в США по обоснованию использования в
конструкциях тепловыделяющих сборок графитов к успеху не привели — даже
при использовании защитных покрытий вынос углерода вследствие
взаимодействия с водородом при заданных параметрах процесса
(температура водорода -3000 К) оказался недопустимым. Это происходи-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 73
ло, главным образом, потому, что обеспечить бездефектность
покрытия на больших поверхностях теплообмена технологически трудно.
Характерная конструкция ТВС (рис. 3.4) включает: силовой
охлаждаемый корпус, который может заканчиваться соплом; собственно
активную зону тепловыделяющей сборки; высокотемпературную
теплоизоляцию; опорный узел; входной узел, который обеспечивает
равномерный по сечению подвод рабочего тела к сборке и может
содержать устройство температурной компенсации, элементы торцевого
отражателя и защиты.
Рис. 3.4 Конструктивная схема тепловыделяющей сборки
Выше отмечалось, что конструкция активной зоны ТВС может
быть выполнена на основе блоков с системой параллельных
изолированных каналов, либо систем с единым проходным сечением для
рабочего тела.
По первой схеме (блоки с системой параллельных каналов,
рис. 3.2а) были разработаны и изготовлены твэлы для реактора по
программе «Нерва» (США) и ТВС для испытаний в реакторе ИГР
(СССР). Изделия прошли запланированные реакторные испытания.
При использовании в качестве конструкционного материала
графита с покрытием была достигнута температура водорода на выходе
из ТВС -2500 К.
По второй схеме - на основе витых стержней - были разработаны
и изготовлены ТВС для реакторов ИВГ и ИРГИТ (рис. 3.2в).
Конструкционный материал твэлов - карбидные композиции. При
отработке в составе исследовательского реактора ИГР и в штатных условиях
реакторов ИВГ и ИРГИТ были подтверждены заявленные параметры,
обеспечивающие получение удельного импульса тяги на уровне 910 с и
потребного ресурса ТВС.
Далее рассматривается задача о поле температур в ТВС, решение
которой позволяет обосновать потребную среднемассовую температуру
рабочего тела на выходе из сборки в условиях регулярных неравномер-
ностей тепловыделения.

74 Глава третья
Поле температур в ТВС
Будем рассматривать ТВС как некоторую пористую систему.
Под пористыми системами здесь понимаются системы и
устройства, образованные однотипными элементами, поперечный размер
которых мал по сравнению с соответствующим размером системы, и
устройства, реализуемое течение жидкости в которых по параметрам, ос-
редненньш в масштабе характерных элементарных ячеек, близко к
одномерному. Такие условия на практике реализуются в разного типа
теплообменных устройствах, фильтрующих системах и т. п. При
рассмотрении вопроса о тепловом состоянии пористых систем решаются
задачи: 1) о теплообмене единичного элемента системы и 2) о
теплопередаче в системе с учетом ее гидродинамических особенностей,
возможных неравномерностей распределения расхода жидкости и
тепловыделения в объеме.
I. Применительно к расчету и оптимизации теплообменных
устройств и ТВС рассмотрим поле температур в жидкости, движущейся в
пористом теле с внутренними объемными источниками тепла и
единым проходным сечением для ее протока. Такая схема течения
реализуется при внешнем обтекании систем труб и стержней с оребрением и
спиральным оребрением, труб и стержней при их неплотной упаковке
в пучки и т. п. и предполагает, что объемы, примыкающие к
элементам конструкции теплообменника и заполненные движущейся
жидкостью, сообщаются между собой также в сечении, перпендикулярном
направлению основного движения жидкости. Распределение
температуры жидкости в поперечном сечении теплообменного устройства
такого типа может быть разложено на две составляющие: распределение
температуры в непосредственной близости от стенок элементов
конструкции и распределение температуры, осредненной по характерным
элементарным ячейкам.
При построении расчетной модели для определения осредненной
составляющей температуры реальное теплообменное устройство
такого типа можно представить как некоторую гомогенизированную среду
с соответствующим образом распределенными свойствами: имеем
поток жидкости, в котором гомогенно распределены источники
тепловыделения и трения, интенсивность которых может изменяться по объе-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 75
му; жидкость обладает переносными свойствами, характеризуемыми
эффективными коэффициентами переноса количества движения и тепла.
В такой постановке будем рассматривать развитое турбулентное
течение вязкой сжимаемой жидкости в системах, для которых
основным механизмом теплопередачи в поперечном направлении является
перенос тепла в жидкости. Последнее имеет место при соблюдении
следующих условий:
К _ St S
рСрД <<:
рСрД ВоД d
К f 8
(ЗЛО)
Здесь D9 - эффективный коэффициент турбулентного обмена для
тепла; D3=DJVd; р, С - плотность и теплоемкость жидкости; V -
скорость жидкости; d, 8 - характерные геометрические параметры систем,
для которых оценивается соотношение эффектов в зависимости от
механизма переноса; А,к, А,л, Хт - эффективные коэффициенты
теплопроводности газ - твердое тело, лучистой теплопроводности и теплопроводности
в рассматриваемой системе; Ре - критерий Пекле; St - критерий Станто-
на; ел - степень черноты; Во - критерий Больцмана; / - коэффициент,
учитывающий особенности теплового контакта элементов.
Для принятой модели процесса, пренебрегая переносом тепла и
количества движения в продольном направлении, имеем
следующую записанную в цилиндрических координатах систему уравнений
сплошной среды [3.10], где правые части уравнений энергии и
количества движения дополнены членами, учитывающими тепловое
воздействие в единице объема твердого тела и силовое - в единице
объема жидкости:

76 Глава третья
+г+=_эр+р (ЗЛ2)
Эх ' дг г ду) дх *'
r v) эр „
-—— = + P
++ F
r дг г Эф * Эх r
(•
дг г Эф г х дх ) г Эф
P = pRT. C.16)
Здесь дк - внутреннее тепловыделение в единице объема; \|/ -
пористость системы (\|/ = const); A - \|/)/\|/ - коэффициент,
учитывающий эффект гомогенизации; Рх, Pr, P - составляющие силы трения,
отнесенные к единице объема.
В результате решения системы уравнений C.11) - C.16)
определяются поля температур и скоростей в жидкости, осредненных в
масштабе характерного размера элементарной ячейки теплообменного
устройства. С использованием полученных таким образом
распределений температур и известных условий теплообмена на поверхности
элементов нетрудно установить распределение температур в элементах
конструкции теплообменника.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 77
П. Проведем упрощение приведенных выше уравнений. При
описании течений, для которых DJVxd=const (известны
экспериментальные данные по течению за решетками в технических трубах, за
системой параллельных каналов, в пакетах стержней с оребрением и т. п.,
где это предположение выполняется удовлетворительно в достаточно
широком диапазоне изменения чисел Рейнольдса), получим уравнение
энергии в виде:
Р \Эк + Vxdr+rVx ЭфJ C.17)
+ Яу -•
где pVx - зависит от температуры Т;
i - энтальпия жидкости.
Связь между pVx и Т может быть получена в некоторых
упрощающих предложениях из качественного анализа уравнений C.12) ¦*• C.16).
Будем предполагать, что течение реализуется при умеренных
скоростях (число М«1 и изменение давления вследствие разгона газа по
сравнению с потерями на трение мало, поэтому инерционными
членами в уравнениях движения можно пренебречь).
Введем дополнительно следующие предположения относительно
характера течения жидкости.
1. Статическое давление постоянно в поперечном сечении ТВС;
перенос энергии и количества движения радиальной и
азимутальной составляющими скорости невелик и учитывается
экспериментально определенными коэффициентами переноса.
2. Трение в уравнениях движения может быть представлено при-
1 oV
ближенно в обычной для гидравлики форме: ? — к х
V 2

78
Глава третья
В этих предположениях, а также после умножения на г и ф и
интегрирования уравнения неразрывности C.15) по г от 0 до Ro и по ф
от 0 до 2л система уравнений C.12)^C.16) примет вид:
_
дх q 2 </„'
C.18)
C.19)
Эф
Эх
о о
= 0,
C.20)
C.21)
Р=рД7\ C.22)
Перепад давления на участке dx имеем из уравнения C.18)
(ЭР) ]
Из гипотезы о постоянстве статического давления в поперечном
сечении вытекает, что в любой точке по радиусу при произвольном ее
положении по углу выполняется условие
Пренебрегая изменением коэффициента сопротивления в поперечном
сечении, что строго выполняется в условиях автомодельного течения, получим

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
79
где Б= const.
С использованием уравнения C.21) приближенно имеем
C.23)
где Т(х) - сред немассовая температура жидкости в сечении х.
В результате принятых допущений уравнение переноса тепла C.17)
с использованием C.23) и в предположении, что в поперечном сечении
теплоемкость газа изменяется незначительно, принимает вид
Эл/7 - _,
1 д
гдг[ дг
1 э2л/7
г2 Эф2
C'24)
где i - энтальпия, соответствующая температуре Т(х).
К подобному же виду приводится уравнение переноса тепла C.11)
и в общем случае зависимости (pFx) от температуры:
pVx=pVx(T). C.25)
С использованием интегрального соотношения типа [3.11]
TfCp(T/T,)pFx(T/TJ(T
C.26)
и в результате преобразований имеем
эе
г дг [Гдг)+г2 Эф2
pWlf/fJ' C>27)

80 Глава третья
где
т j ;( т \ ¦:( т \
тк-т0
L, Ro - соответственно длина и радиус собственно активной зоны
теплообменного устройства; То, Т, Тк- среднемассовая температура
жидкости соответственно во входном, текущем и выходном сечениях
теплообменника; qt - среднее по объему внутреннее тепловыделение в
единице объема.
Таким образом, рассматриваемая задача сводится к решению
линейного уравнения в частных производных второго порядка
параболического типа с источником.
III. Для определенности рассмотрим ТВС, у которой для
уменьшения потерь боковая поверхность теплоизолирована.
Имеем граничные условия
- - - об Э0
= 0; 0|F=o<oo; 9|ф=е|ф+2тс; — =-ЧГ C.28)
1 d(PL dCP«
|ф
<р+2тг
Решение уравнения C.27) может быть получено известными
методами и представляется в виде ряда по собственным функциям
рассматриваемой задачи [3.12, 3.13]:
C.29)
Хпип =

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
81
Ymn =
(В случае зависимости характеристик переноса от длины
теплообменника показатели степени при ехр в выражениях для Хтп и Ymn
имеют вид
м
1 2тс
U
О О
У/К
J
п2
>-)
N
1 2л
И
О О
У/К
где \imn - корни уравнения Jn'(\i)r=0.
Применяя обратное преобразование C.26), получим выражение
для распределения средней по элементарным ячейкам температуры газа.
Для конкретных условий и задач решение может существенно
упрощаться. Например, для ТВС с распределением тепловыделения,
описываемым соотношением qy =^sinGDr/A)/0(pr), в случае С = const и

82
Глава третья
предположении, что ?=const (автомодельное течение, например,
шероховатые поверхности элементов) и Т0=0, имеем
T I . (m\
JL
2 ) hiD 1/р
х
г
При у
у-ехр(-|1т0 2Dx)
C.30)
D.30) выполняется приближенно для
if«., *~>a
На рис. 3.5 представлено изменение температуры газа по
радиусу ТВС в сечении Зс = 1 (р = 1,45; L/Ro= 40; Т0/Тк =0; для кривых
1-5 значение комплекса Д соответственно 0,005; 0,02; 0,035; 0,05;
0,065). При прочих равных условиях поле температур существенно
Т/\ зависит от величины Д (рис.
3.5) и может регулироваться
формой элементов
тепловыделяющей сборки, которая в
значительной степени определяет
величину этого комплекса.
Следует отметить, что
решение, полученное с
использованием рассмотренных
преобразований, позволяет достаточно
просто построить соотношения
для определения координат
экстремумов и соответствующих
1,0
o,s
5
jL.
¦ин
вам
Z
¦¦¦¦в
3
±
а*"
/
г
dm
S
r 1,0
Рис. 3.5 Поле температур
в поперечном сечении ТВС

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 83
областей, которые в дальнейшем наиболее полно обследуются.
Кроме того, линейность определяющего уравнения для 9(л:,г,ф) C.27)
позволяет в линейном приближении проводить оценки влияния
малых по амплитуде возможных пространственных возмущений в
распределении тепловыделения на поле температур в охлаждающем газе
(решение строится по собственным функциям уравнения C.27)).
Такие неравномерности в тепловыделении разного геометрического
масштаба возможны при технологических погрешностях в
изготовлении теплообменных устройств, изменении характеристик при
длительной работе и т.д. Если распределение тепловыделения
возможно представить в виде
q, jx) q, (r, <p)
C.31)
qv Чл ч,г
а возмущение пространственного значения тепловыделения
)
(/>ф) л,т( _л
Ч
где А' «\, qt —qvXqr2> то имеем уравнение для возмущения
(при Cp=const):
dx
I'l _
C.32)
где в'Ос, г,ф)=вх JnllLmnr)cosn<p (предполагается, что
наложенное возмущение тепловыделения не влияет на среднемассовую
температуру охладителя).
Для простейшего граничного условия 0^ (х = 0) = 0, решение
уравнения C.32) после преобразования в возмущение температуры с
использованием соотношения C.26) принимает вид:

84
Глава третья
Г _д'Ы)(тТ
Тк qrl
X
I Я,г Ш/ТКТ
C.33)
Из решения следует, что развитие температурной
неравномерности в теплоносителе зависит от параметра D, который определяется
гидродинамическими особенностями системы и существенно зависит
от формы элементов, ее составляющих, а также от масштаба
неравномерности тепловыделения.
На рис. 3.6 представлена зависимость среднемассовой
относительной температуры газа TJT от величины эффективного
коэффициента переноса тепла D для варианта трехзонного радиального
профилирования тепловыделения в ТВС реактора ИРГИТ. При D=0,015
отношение среднемассовой температуры рабочего тела к
максимальной в выходном сечении
тепловыделяющей сборки составляет
0,95. Неравномерность
температур может быть уменьшена в
конструкции ТВС с большим
эффективным коэффициентом
переноса тепла и большим числом
зон по величине концентрации
урана по радиусу
тепловыделяющей сборки. В реальных
размерах реактора ИРГИТ
увеличение числа зон концентраций
было затруднено.
Тн
to
0,9
1
О 0,01 0,01 0,03 0,0*1
Рис. 3.6 Зависимость
температуры нагрева рабочего тела в ТВС
от величины D

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 85
Анализ эффективности теплообменных поверхностей
в условиях конвективного теплообмена
Для каждой конкретной задачи при определении конструктивной
схемы теплообменных аппаратов и устройств возникает проблема
выбора оптимальной формы теплопередающих поверхностей.
Под оптимальной формой будем понимать форму поверхности,
которой при прочих равных условиях (эти условия будут оговорены
ниже) соответствует минимум теплопередающей площади.
Уменьшение площади теплопередающей поверхности достигается
использованием различных методов интенсификации конвективного
теплообмена. Интенсификация теплообмена сопровождается увеличением затрат
энергии на прокачку теплоносителя. Из-за сложности происходящих
при этом физических процессов не удается построить общую теорию,
позволяющую прогнозировать количественные характеристики
возможных способов интенсификации теплообмена, поэтому обычно
полученные экспериментальные данные поясняются качественными
представлениями о предполагаемом механизме интенсификации. Практически
происходит накопление опытных данных по свойствам различных форм
поверхностей теплообмена, из которых в результате сравнения
необходимо выбирать для конкретных условий лучшую.
В достаточно общем виде метод сравнения двух теплообменных
поверхностей, одна из которых служит эталоном, рассмотрен в [3.14].
Сравнение проводится по трем графически определяемым
коэффициентам, характеризующим соотношение переданной теплоты, энергии,
затрачиваемой на прокачку теплоносителя, и площади поверхности
теплообмена. Идея этого метода разрабатывается и в других работах.
Метод выбора оптимальной поверхности теплообмена по минимуму
изменения энтропии теплоносителя предлагается в [3.15].
Для теплообменных устройств транспортных ядерных
энергетических установок принципиальными являются требования по массе
(размерам) при ограниченных возможностях вариации основных тепловых
и гидродинамических параметров. Практически заданными являются
такие параметры теплообменников, как тепловая мощность,
абсолютные уровни температур и давлений теплоносителей, род теплоносителей
и величины их массовых расходов, ограничения по перепаду давления.

86 Глава третья
В этих условиях необходимо определить форму теплообменных
поверхностей и режимы течения теплоносителей, обеспечивающие
минимум площади (размеров) теплообменного устройства [3.16]. Далее
будем предполагать приближенно, что минимуму площади
соответствует минимум массы поверхности теплообмена.
В теплогидравлических расчетах теплообменных устройств
обычно используют коэффициенты теплоотдачи и гидравлического
сопротивления, которые для каждой конструктивной схемы теплообменных
поверхностей надежно могут быть определены только
экспериментально. Эти коэффициенты входят в два известных уравнения для
описания баланса теплоты и количества движения. Для участка
поверхности конечной длины при умеренных скоростях течения теплоносителя
(М<0,3) имеем
G QF C.34)
C.35)
2 dr
Здесь и далее Q - тепловая мощность теплообменника,
р, С - плотность и теплоемкость теплоносителя, AT - изменение
температуры теплоносителя, G - расход теплоносителя, а -
коэффициент теплоотдачи, 0 - разность температуры стенки и
теплоносителя, F - площадь поверхности теплообмена, АР - перепад
давлений теплоносителя на длине /, ?- коэффициент гидравлического
сопротивления, V - скорость теплоносителя, dv - гидравлический
диаметр, I - длина, St - критерий Стантона, / - площадь сечения
для протока теплоносителя.
В предположении dr = 4J1/F уравнение C.34) приводится к виду
/ 1 AT
dT " 4 Ste
и после подстановки в уравнение C.35) имеем
( St 8AP6pV/2
={j~~xrj ¦ C-36)

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 87
С использованием двух последних соотношений получено
выражение для площади теплообменной поверхности, приходящейся на
единицу тепловой мощности,
F_ J __^_
Q " 2Ср ^2ДРрО3 I I с.з | • C.37)
Вид последней зависимости позволяет установить отмеченные выше
при определении оптимальной формы поверхности теплообмена
«прочие равные условия» (это - род теплоносителя и его параметры
Ср, р(Р, Т), перепад давления АР, подогрев (охлаждение)
теплоносителя AT и температурный напор 0). Минимум площади поверхности при
прочих равных условиях соответствует минимуму значения комплекса
(?/St3I/2, который может, таким образом, служить критерием тепло-
гидравлической эффективности поверхности при конвективном
теплообмене. В том случае, когда к требованию минимума площади
поверхности теплообмена прибавляются какие-либо дополнительные
условия, например по соотношению продольных и поперечных размеров
поверхности, ограничению максимальной величины теплового потока
и т. п., этот критерий также применим и позволяет определить пути
оптимизации параметров теплообменной поверхности в условиях
конкретных ограничений. При этом лишь сужается область выбора типа
теплообменной поверхности и режимов по числу Рейнольдса (Re) на
множестве зависимостей (^/St3I2 =/(Re), наиболее характерные из
которых представлены на рис. 3.7.
При построении зависимостей (?/St3I/2 от числа Re использовались
экспериментальные данные по тепловым и гидравлическим
характеристикам компактных теплообменников, наиболее полно и в единой форме
обработки представленные в [3.17], а также данные по другим
конструкциям с интенсификацией теплообмена [3.18-3.20]. Все
приведенные экспериментальные данные получены в опытах с использованием
в качестве теплоносителя воздуха (число Прандтля Рг=0,7). В этом
смысле результаты анализа справедливы для систем, в которых ис-

88
Глава третья
10r2
5 7 103
Рис. 3.7 Зависимость критерия теплогидравлической
эффективности от числа Re для различных форм поверхностей теплообмена
пользуются теплоносители с числами Рг, характерными для газов.
Для рассмотренных поверхностей теплообмена в экспериментально
обследованном по числу Рейнольдса диапазоне с ростом числа Re
значения комплекса (?/St3I72 увеличиваются, минимальное значение
соответствует минимально реализованному числу Re. Для систем с
достаточно выраженными особенностями изменения гидравлических и
тепловых характеристик (?, St) в переходной области по числу Re (переход
к турбулентному характеру течения) отмечаются максимумы значения
комплекса (?/St3)l/2 (круглая труба, плоский канал, плоский
периодически пережатый канал - кривые 1, 2, 3, соответственно, - пластинчато-
ребристая поверхность с гладкими ребрами - кривая 15 - и т.п.).
График зависимости экспериментальных данных по комплексу
(?/St3I72 от числа Re для шаровой насадочной поверхности (8) с
беспорядочным расположением шаров и пористостью 0,37-0,39 делит
представленную на рис. 3.7 область изменения комплекса (?/St3I72 на две

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 89
яасти: выше отмеченной зависимости располагаются данные по
характеристикам течений в изолированных каналах (труба, пережатый
канал, пластинчато-ребристая поверхность с гладкими ребрами и т. д.),
ниже - характеристики поверхностей, использующих принцип
поперечного обтекания (кривые 10,11, соответствующие поперечному
обтеканию шахматных пучков труб; пакетов решеток с коридорным
расположением соседних решеток (кривая 16) при пористости 0,832,
шахматным A2), коридорным A3) и произвольным A4) расположением
решеток при пористости 0,5). Характеристики поперечного обтекания
пучка труб описываются кривыми 4-6 соответственно для шахматного
пучка плоских пережатых труб D), шахматного пучка плоских труб
E) и коридорного пучка круглых труб F). Схема построения этих
пучков такова, что в них частично реализуются особенности течения,
присущие изолированным каналам. Так, для пучка плоских труб (кривая
5) в направлении течения трубы установлены практически вплотную,
как бы образуя систему параллельных каналов сложной формы. Эта
особенность геометрии в большей или меньшей степени присуща
также системам, характеристики которых описываются кривыми 4 и 6;
поэтому для них зависимость комплекса (!;/St3I/2 от Re основными
особенностями схожа с аналогичной зависимостью для системы
изолированных каналов A-3 и др.).
К системам, в которых частично используются особенности
поперечного обтекания, относятся трубы с периодическим сужением
проходного сечения и пластины с прерывистым и перфорированным ореб-
рением. На рис. 3.7 кривая 7 соответствует экспериментальным
данным по поверхности теплообмена, «представляющей собой
гофрированную перфорированную насадку, создающую совместно с основными
пластинами систему прямоугольных зигзагообразных каналов
постоянного сечения» [3.19]. Приведенные в [3.20] экспериментальные
данные В. Нуннера по тепловым и гидравлическим характеристикам труб
с кольцевыми вставками представлены кривой 9. Кривые 17, 18
соответствуют опытным данным [3.18] по характеристикам труб с
кольцевыми диафрагмами.

90 Глава третья
Рассмотренные экспериментальные данные свидетельствуют о том,
что в условиях турбулентного течения при достаточно больших
числах Re (Re>104) механизм переноса не сильно зависит от формы
вносимых в поток возмущений. Различные конструктивные решения по
изменению формы теплообменной поверхности в целях
интенсификации теплообмена дают приблизительно одинаковые результаты.
Несколько отклоняются от общей для рассмотренных поверхностей
тенденции к сближению зависимостей (?/St3I/2 =/(Re) при Re>104
экспериментальные данные [3.18], полученные на трубах с периодическим по
длине сужением проходного сечения (рис. 3.7, кривые 17,18). Однако
приведенные в [3.20] данные В. Нуннера для труб, близких по
геометрическим характеристикам к описанным в [3.18], с
равноотстоящими по длине кольцевыми суживающими вставками хорошо
соответствуют общей тенденции при Re>104 (при Re=104 данные [3.18] и Н.
Нуннера близки).
Структура комплекса (?/St3I/2 предполагает целесообразность
использования при создании компактных теплообменников
поверхностей, образующих каналы с большим коэффициентом гидравлического
сопротивления, так как обычно увеличение Ь, сопровождается ростом
St. В случае, когда St при изменении от Stj до St2 растет медленнее,
чем ? от ^до ^2, использование режимов или поверхностей с большим
? выгодно при выполнении условия lg (Stg/St^ >1/3lg(^2/^1) (при
малых изменениях ? и St ASt/St >1/8Д^/^). Совместное рассмотрение
представленных на рис. 3.7, 3.8 экспериментальных данных [3.17,
3.19, 3.20] по (?/St3I/2 и ^ в общем подтверждает эту тенденцию, хотя
тпаровая насадочная поверхность с беспорядочным расположением шаров
(пористость 0,37-0,39) из нее, очевидно, выпадает по отношению к
эффективным поверхностям с поперечным обтеканием. В значительно
меньшей степени в отдельных диапазонах по Re нарушение этой
тенденции свойственно системам с поперечным обтеканием пучков
плоских пережатых и плоских труб, установленных близко одна за другой
в направлении течения.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
91
Из рис. 3.7 следует, что бо-
лее благоприятные соотношения
между характеристиками
теплообмена и гидравлического
сопротивления соответствуют
поверхностям, для которых реализуется
принцип поперечного обтекания.
Для всех рассмотренных
поверхностей теплообмена при
прочих равных условиях минимум
отношения площади
поверхности теплообменника к снимаемой
тепловой мощности
соответствует минимально реализованному
числу Рейнольдса. Для каналов
6 8 103
с выраженными особенностями Рис- 38 Зависимость
коэффициентов гидравлического сопротивле-
изменения тепловых и гидравли- нця Qm цисла Re дляразличных
ческих характеристик в переход- форм поверхностей теплообмена
ной области по числу
Рейнольдса нецелесообразно построение теплообменников с параметрами
переходной области.
Более благоприятное соотношение между характеристиками
теплообмена и гидравлического сопротивления соответствует принципу
поперечного обтекания элементов конструкции теплообменных устройств.
Как отмечалось выше, для системы охлаждения ядерного
реактора при определении размера характерного одиночного канала
необходимо учитывать также, что:
- в условиях высокой теплонапряженности конструкции
возможные отклонения геометрических, технологических и
других параметров канала могут приводить к забросам
температуры, значительно большим, чем в обычных
теплообменниках той же мощности;

92 Глава третья
- в объеме реактора имеют место существенные неравномерности
тепловыделения;
- из условия минимизации загрузки делящегося вещества
существуют ограничения по соотношению размеров реактора (L/D).
При работе вблизи заданных предельных значений температур
материалов реактора оптимальный размер характерного канала
системы охлаждения реактора может отличаться от размера,
обеспечивающего минимум поверхности при оптимизации по среднемассовым
параметрам теплоносителя.
Теплогидравлические характеристики ТВС на основе
витых стержней специального профиля
Для ТВС на основе системы параллельных каналов (круглые
каналы, плоские каналы и др.) индивидуальные характеристики
гидравлики и теплообмена достаточно подробно исследованы.
Применительно к ТВС эти данные должны быть дополнены в случае использования
коллекторов смешения для выравнивания температурных неравномер-
ностей данными по характеристикам переноса тепла в коллекторах.
Для конкретных схем ТВС такие данные получены и будут
рассмотрены ниже.
Применительно к ТВС на основе витых стержней специального
профиля известные экспериментальные данные и полуэмпирические
соотношения недостаточно системно описывают особенности течения
и переноса тепла в них.
Ограничим класс рассматриваемых течений в ТВС такого типа
следующими условиями:
1. Стержни имеют одинаковую форму поперечного сечения
(геометрически подобные формы поперечного сечения), плотно
упакованы и имеют одинаковые решетки упаковки в блок,
следовательно, поперечное сечение пакета полностью определяется заданием
одного характерного линейного размера. Примем за такой
размер описанный диаметр стержня dCT, либо гидравлический
диаметр сборки dr, который при принятых условиях
пропорционален dCT (число стержней достаточно большое).
2. Стержни достаточно длинные, поэтому можно не учитывать
особенностей движения на концах пакета.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 93
3. Будем рассматривать установившееся движение с умеренными
скоростями газа (М<0,3, влияние сжимаемости при этом
условии несущественно).
В такой постановке пакет стержней, рабочее тело (свойства
инерции и вязкости) и состояние движения газа в целом определяются
следующей системой параметров: р, |1, V, dcT, S (S - шаг закрутки
лепестков стержня).
В соответствии с представлениями теории подобия и размерности
из указанных определяющих параметров возможно построить две
независимые безразмерные комбинации - число Рейнольдса (Re) и
параметр S/d^. Все безразмерные величины, зависящие от указанных
параметров и, в частности, коэффициент гидравлического
сопротивления, будут являться функциями Re и S/d^. Таким образом, ?=?(Re, S/d^),
а также Nu=Nu(Re, S/dCT).
Обычно обобщение [3.21 и др.] экспериментальных данных по
гидравлике и теплообмену в системах витых стержней проводится с
использованием характеристик поперечного сечения,
перпендикулярного оси ТВС (предполагается, что направление вектора средней
скорости совпадает с осью ТВС). Такой метод обработки опытных данных
возможен, однако при этом затрудняются определение и объяснение
влияния шага навивки на собственно коэффициенты гидравлического
сопротивления и теплообмена и корректное сопоставление результатов
обработки с данными по соответствующим характеристикам для
других систем (труба, гладкотрубный пучок и т.п.). Так, при
сопоставлении коэффициентов гидравлического сопротивления кольцевых
зазоров и кольцевых каналов со спиральными ребрами [3.22] показано,
что при обработке экспериментальных данных в предположении,
которое отмечалось выше, коэффициенты существенно отличаются, а с
учетом фактической геометрии и особенностей течения коэффициенты
совпадают с S/d>3,5.
Оценим влияние шага навивки стержней на коэффициент
гидравлического сопротивления и характеристики местного теплообмена
сборки с учетом фактической геометрии поперечного сечения ТВС и
особенностей течения (подробно в [3.23]).
Выражение для определения гидравлического сопротивления
запишем в обычной для гидравлики форме:

94 Глава третья
dx 2gdr g dx
где P - давление;
V - средняя скорость;
у - удельный вес рабочего тела;
dv - гидравлический диаметр;
g - ускорение силы тяжести;
2; - коэффициент гидравлического сопротивления.
Коэффициенты гидравлического сопротивления каналов при
изотермическом течении, одинаковых расходах рабочего тела и перепадах
давления АР, а также при линейном изменении давления на
рассматриваемом участке связаны следующим соотношением:
>V 2-AP/Ptdr
/.J !__L /
fV
C.39)
где I - длина участка;
П - периметр;
F - площадь проходного сечения для рабочего тела.
При АР«РХ (Рх - давление газа на входе)
Соответственно, для критерия Нуссельта имеем:

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 95
Здесь и ниже индексом «О» отмечены коэффициенты
гидравлического сопротивления, критерий Nu и геометрические характеристики
сборки стержней в предположении, что направление вектора скорости
совпадает с осью ТВС; без индекса обозначены характеристики,
отнесенные к скорости в спиральном движении (скорость в ячейке стержня
направлена на каждом радиусе эквидистантно грани лепестка).
Отметим, что в трубах, имеющих завихрители из скрученной ленты,
скорость жидкости для турбулентного ядра потока и, во всяком случае,
на протяжении части поверхности трубы, для промежуточного слоя и
ламинарного подслоя «имела спиральное направление» [3.24].
Для F/FQ имеем:
Fo Vo
где \|/0 - пористость по рабочему телу в сечении, перпендикулярном
оси сборки.
kF±,
k - число стержней;
F± - фактическое значение площади проходного сечения для
рабочего тела в спиральном движении в ячейке с диаметром, равным d;
f- площадь поперечного сечения активной зоны ТВС (до изоляции);
\|/ - пористость ТВС на просвет;
Т п г
F = f-k——-mF
т - число возможных заполнителей на внешней границе
активной части ТВС, обеспечивающих сохранение \|/0 в этой области
сечения;
F - площадь поперечного сечения заполнителя.

96
Глава третья
Для принятой расчетной модели по определению имеем:
а) площадь F±
D ft
2 ^
2sin —
где п - число лепестков стержня;
C - угол, отсчитываемый в плоскости, перпендикулярной оси
ТВС, для канала теплоносителя в характерной ячейке с
диаметром d.
б) эффективная длина I на участке S
kjjlFdF±+SFn
kF±+Fn
lF=^S2+BnrJ •
в) периметр приближенно
C.43)
=2d
п
4х леп.
cosarcsin — +
-45
В работе [3.23] в результате интегрирования уравнений C.42,
3.43) получены выражения для определения геометрических
характеристик F, I, П пакета стержней по скорости в спиральном движении
(предполагалось, что в ячейке стержня скорость жидкости направлена
по касательной к спиральной траектории). Определенная с
использованием этих выражений расчетная зависимость ?0/? от относительного
шага закрутки стержней, а также экспериментальные данные для
развитого турбулентного течения представлены на рис. 3.9а (l-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
97
Оценки показали, что значения , определенные по полному
смоченному и обогреваемому периметрам, для модели отличаются на
-0,25%.
В случае 2-лепестковых стержней (см. рис. 3.9а)
экспериментально определенные значения коэффициента гидравлического
сопротивления ?0 отнесены к соответствующим по числу Рейнольдса значениям
коэффициента для гладкотрубного пучка той же пористости, в случае
4-лепестковых стержней — к значениям ?0 для пучка стержней S/d=51.
При развитом турбулентном течении коэффициент сопротивления
пучка 4-лепестковых стержней с S/d=51 практически совпадает с
коэффициентом сопротивления для гладкой трубы [3.21].
2
*
_ ?
10
Для 2-лепестковых
стержней
ж- Re = 3-104
'-Re =
18
5-Ю4
Т
I
26
Для 4-лепестковых
стержней
д-ResS-IO4
А
34
5-Ю4
44
—а-
S/d
2.4
2,0
1.6
1.2
08
Рис. 3.9а Изменение коэффициента гидравлического сопротивления
в зависимости от относительного шага закрутки стержней
Выбор для сравнения аналога с прямыми каналами для
выявления влияния шага навивки стержней на ^ не принципиален; можно
считать, что экспериментальные данные по ?0 нормированы на
значения ?0 той же серии экспериментов при S/d, для которых ?=?0. При
этом уменьшается или исключается влияние систематических
погрешностей эксперимента на результаты анализа.

98 Глава третья
Имеем удовлетворительное совпадение расчетных и
экспериментальных данных во всем диапазоне изменения шагов, начиная с S/d >6.
Разброс точек относительно расчетной кривой не превосходит
максимальной погрешности определения соответствующих коэффициентов.
Это означает, что при развитом турбулентном течении во всем
диапазоне изменения шагов закрутки S/d>6 коэффициент гидравлического
сопротивления сборки витых стержней, определенный с учетом
фактической геометрии проходного сечения, практически не зависит от S/d
и, следовательно, гидравлические потери определяются, в основном,
потерями на трение о стенки стержней (как и в прямых каналах).
Этот результат позволяет предположить, что эффекты вторичных
течений в рассмотренном диапазоне изменения S/d незначительны.
При S/d<6 возможно существенное увеличение коэффициента
сопротивления, которое может быть связано с особенностями технологии
изготовления стержней с такими значениями S/d, либо является
физической особенностью такого типа течения при S/d<6, когда окружная
составляющая скорости приближается по величине к осевой и может
превосходить ее. По первой особенности можно отметить, что
практически трудно изготовить одинаковые стержни заданного профиля при
S/d-4. Поэтому из-за различных гидравлических характеристик
стержней при существенно уменьшающейся, начиная с S/d<6, пористости в
направлении средней скорости возможно осредненное перетекание газа
из ячейки в ячейку. Для принятых размеров рабочей части масштаб
возмущения в ячейке стержня соизмерим с размером поперечного
сечения. Пространственные колебания скорости могут сопровождаться
колебаниями во времени, имеющими характер сильной турбулентности.
Такого типа неустойчивость экспериментально наблюдалась при
исследованиях решеток и сеток с пористостью, меньшей 0,5 [3.25]. Если
предположить, что резкое увеличение ^ при S/d<6 есть физическая
особенность такого типа течений, связанная с взаимодействием ячеек
стержней, то возможно ожидать существенного увеличения
коэффициентов переноса в этой области изменения шагов закрутки. Однако, в
этом случае эффект увеличения коэффициента переноса затруднительно

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
99
использовать в ТВС из-за высоких значений коэффициентов
сопротивления (имеются частные данные [3.21], по которым при Re>104
коэффициент сопротивления стержней с S/d=4,15 в ~3 раза выше, чем в
гладкотрубном пучке той же пористости).
Nue/Nu
2,4
2,0
1,6
1,2
0,8
>
i f
ft I
Для 2-лепестковых Для 4-лепестк
стержней стержней
о -Re = 3104 • -Re = 2
xr -Re = 4104 ж -Re = 3
К -Re = 6104 * -Re = 5-
* -Re = 8-104
овых
104
104
104
10
18
26
34 44
Рис. 3.96 Изменение характеристик местной теплоотдачи в
зависимости от относительного шага закрутки стержней
На рис. 3.96 представлены расчетные данные и результаты
экспериментов [3.21] по изучению местной теплоотдачи в пучках
стержней. Экспериментальные значения чисел Нуссельта Nu0 нормированы
на значение Nu той же серии опытов при наибольшем шаге
стержней, для которых Nuo=Nu. И здесь имеем удовлетворительное
совпадение расчетных и экспериментальных данных. Разброс точек
относительно расчетной кривой порядка погрешности определения
характеристик местного теплообмена. Несколько выше расчетной кривой
лежат только экспериментальные точки для 2-лепестковых стержней
с S/d=6,3.
Результаты экспериментов [3.21] и выполненный анализ
изменения Nuo/Nu в зависимости от S/d показывают, что характеристики
местного теплообмена в пакетах витых стержней с S/d>6 при
развитом турбулентном течении (Re>104) практически не отличаются от
соответствующих характеристик трубы.

100 Глава третья
Поскольку коэффициент гидравлического сопротивления и
характеристики местного теплообмена, определенные с учетом фактической
геометрии стержней, при развитом турбулентном течении практически
не зависят от S/d (S/d>6), можно предположить, что и коэффициент
турбулентной диффузии D в ячейке стержня так же, как и в трубе
т Г S
Га S d
[3.26], подобен по скорости V I "тт: = const I и комплекс —- не
зависит от S/d (S/d>6). Результаты экспериментов, описанных в
дальнейших разделах, качественно подтверждают это предположение:
коэффициент переноса для 2- и 4-лепестковых стержней (соответственно
S/d=13,6 и S/d=26) имеет порядок величины коэффициента
турбулентной диффузии для трубы [3.26], лотка [3.27].
Итак, приведенные выше результаты исследований показывают,
что коэффициент эффективной диффузии в сечениях сборки стержней,
начиная с некоторых значений при уменьшении S/d, может быть
существенно больше коэффициента турбулентной диффузии в ячейке
стержня за счет взаимодействия «атмосфер» индивидуальных стержней
при организованном вращении газа.
Общие положения методики гидродинамических
и тепловых испытаний двигателя
Такие испытания предназначены для определения
гидравлических и тепловых характеристик трактов, обеспечивающих достоверный
прогноз теплового состояния на режимах работы ЯРД,
закономерностей перераспределения расходов рабочего тела и моделирования
натурного силового нагружения в узлах, сборках и аппарате в целом.
Существуют два типа испытаний:
1. Исследования и испытания деталей, элементов, узлов аппарата
с целью уточнения их конструктивной формы, размеров и
гидравлических характеристик, обеспечивающих надежное
охлаждение конструкции.
2. Испытания принятой конструкции с целью подбора по
гидравлическому сопротивлению узлов в тепловыделяющую сборку
(контроль соответствия гидравлических свойств расчетным значениям)

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 101
и определение гидравлических характеристик изделия,
необходимых для задания режимов испытаний ЯРД в натурных условиях.
Первая группа работ выполняется на соответствующих моделях
или узлах ЯРД со стендовыми приспособлениями. Вторая -
проводится на элементах и узлах, комплектующих изделие в
последовательности, соответствующей последовательности сборки ЯРД.
Вторая группа работ по изделию предполагает, что основные
элементы и узлы двигателя прошли полный цикл автономной отработки,
и включает контрольные исследования, испытания и
гидродинамическую настройку штатных элементов и узлов на заданное распределение
расходов и испытания сборки изделия в целом для определения
взаимного влияния узлов и получения полного набора данных,
необходимых для прогноза теплового состояния изделия и контроля его
целостности на всех этапах испытаний и эксплуатации.
Режимы испытаний подбираются в зависимости от целей
исследований.
Основные цели испытаний:
1. Определение коэффициентов переноса и гидравлического
сопротивления (потребный диапазон изменения расхода и давления
рабочего тела, применяемого в модельных продувках,
определяется из условия динамического подобия течений - равные числа
Рейнольдса при натурных и модельных испытаниях; М=0,3-ь0,5).
2. Создание необходимого из условия надежного охлаждения
конструкции распределения расходов и поля скоростей рабочего тела
в узлах и сборке ЯРД (выполняются работы по измерению полей
скоростей рабочего тела, настройке регулирующих дросселей,
уточнению формы элементов конструкции и т.п.).
3. Комплексные испытания: а) определение суммарных
коэффициентов гидравлического сопротивления, необходимых при
контрольных испытаниях аппарата перед «горячими» пусками и при
прогнозировании натурных режимов работы; б) моделирование
силового нагружения - из условия натурных перепадов
давления в гидравлических трактах изделия подбираются расход и
давление модельного рабочего тела.

102 Глава третья
Исследования на моделях
В этих исследованиях под моделью понимается система
приспособлений и дополнительных к штатным измерений, обеспечивающих
гидродинамические автономные испытания узлов с необходимыми
граничными условиями.
Комплекс основных моделей, установок и работ Центра
Келдыша, обеспечивших автономную отработку конструкций и
конструкционных материалов элементов и узлов двигателя, представлен в
следующем разделе данной главы.
Характерный гидравлический тракт реактора ЯРД и ЯЭУ можно
представить состоящим из следующих основных участков, отработку
которых возможно проводить независимо:
- тракт охлаждения замедлителя,
- тракт охлаждения отражателя,
- каналы ТВС,
- тракт охлаждения корпуса реактора и сопла,
- тракт охлаждения огневого днища (перед соплом двигателя),
- гидравлические тракты блока защиты,
- тракт охлаждения на входе в реактор.
Приводимый ниже перечень основных работ и
экспериментальных установок отражает идею поэлементной отработки узлов изделия
с последующими контрольными экспериментами на сборке аппарата.
Для отработки созданного прототипа реактора ЯРД и ЯЭУ -
реактора ИРГИТ были разработаны и изготовлены рабочие части и
модели, обеспечившие проведение следующих основных работ:
1. Исследование гидравлических характеристик замедлителя с
учетом натурных начальных условий:
- определение коэффициентов гидравлического сопротивления;
- определение суммарного коэффициента гидравлического
сопротивления ?z сборки замедлителя и закономерностей
распределения поля скоростей, профилирование расхода по радиусу сборки;
2. Определение гидравлических характеристик корпуса;
3. Исследование гидравлического сопротивления каналов блока
защиты и определение поля скоростей на входе в активную зону
реактора (на выходе из блока защиты);

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 103
4. Исследование распределения расходов по блокам отражателя
(боковой отражатель реактора ИРГИТ состоит из двенадцати
блоков-сегментов) и каналам охлаждения между блоками (для
последних - определение коэффициентов сопротивления);
5. Комплексные испытания сборки узлов для определения
суммарных гидравлических характеристик.
Для блока отражателя определялись:
- коэффициенты гидравлического сопротивления каналов и
коэффициенты местных сопротивлений;
- перераспределения расходов между каналами;
- форма регулирующих дросселей и их характеристики;
- коэффициент переноса в канале у поглощающих нейтроны
пластин барабанов управления.
Контрольные гидродинамические испытания при сборке изделия
Исследования, выполненные на рассмотренных моделях,
позволяют провести контрольные испытания при сборке ЯРД и ЯЭУ.
Последовательность испытаний должна совпадать с технологией сборки
изделия (ниже приводится перечень испытаний в порядке
выполненной технологии сборки реактора ИРГИТ).
1. Если модели корпуса не отличаются от натурных по
конструкции, размерам и применяемым материалам, то в испытаниях
при сборке изделия достаточно провести ограниченное число
испытаний по определению коэффициентов гидравлического
сопротивления E-*-10 точек) и в порядке выборочного контроля
выполнить измерения поля скоростей на выходе из нижнего днища
(со стендовыми приспособлениями и измерениями - гребенками
отбора полного и статического давлений).
2. Если гидравлические характеристики блока защиты подробно
обследованы при автономной отработке, то перед стыковкой блока
защиты с блоком замедлителя необходимо определить
суммарный коэффициент гидравлического сопротивления и провести
выборочный контроль поля скорости на выходе из блока защиты.
3. Подбираются по гидравлическому сопротивлению блоки
отражателя в сборку отражателя (выполняется проверка по
суммарному коэффициенту сопротивления и расходу рабочего тела при
заданных давлении и перепаде давления).

104
Глава третья
4. На собранном изделии проводится контрольное определение
суммарных коэффициентов сопротивления на всех основных узлах
аппарата, уточнение взаимодействия гидравлических трактов в
сборке. Продувки проводятся с имитаторами ТВС.
При испытаниях необходимо строгое соблюдение модельности
режимов, начальных условий и корректное использование результатов
исследований при прогнозировании натурных режимов работы изделия.
В частности, например, при отработке 1/12 блока отражателя
каждому конкретному натурному режиму (режим номинальной
мощности, промежуточные режимы) должен соответствовать модельный с
иным, чем в натуре, распределением расходов рабочего тела между
каналами. По этому распределению подбираются характеристики
регулирующих органов (жиклеров), определяются их свойства на
различных режимах и в результате расчета показывается, что на
возможных режимах натурных испытаний изделия реализуется необходимое
из условия надежного
охлаждения конструкции распределение
расходов между каналами.
В качестве иллюстрации на
рис. 3.10 приводятся данные
прогноза теплового состояния
замедлителя реактора ИРГИТ,
выполненного по результатам
гидродинамической настройки системы
охлаждения блока C72 круглых
канала, 38 кольцевых каналов),
и результаты измерений,
полученные в процессе натурных
испытаний ОИ-2 реактора [3.28].
Наблюдается хорошее совпадение
данных испытаний и прогноза.
Реализована система
охлаждения, обеспечившая минимум
температурных неравномерностей в
блоке замедлителя реактора.
450
400
350
Тт
т=303 К
f=1'2%
д
0
0
•
\дан
\эксг
- Рас
дан
юримента
учетные
ныв
а
г
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Рис. 3.10 Температура блока
замедлителя при испытании в
реакторе ИРГИТ

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 105
Для решения рассмотренных выше проблемных вопросов ЯРД и
ЯЭУ, в Центре Келдыша были созданы специальные комплексы,
обеспечившие разработку и обоснование базовых ядерно-космических
технологий [3.29]:
I. Программно-методический комплекс для построения
конструкции изделия и методики испытаний при ограниченной отработке
натурных изделий в натурных условиях, для обоснования концепции,
при которой основной объем испытаний по отработке изделия на
заданную надежность выполняется на элементах и узлах ЯРД в
модельных и натурных условиях.
Комплекс включает:
- математическое моделирование основных рабочих процессов в
узлах двигателей и энергетических установок и установках в целом;
- методики экспериментальных исследований гидродинамики и
теплопередачи, в результате реализации которых обеспечивается
получение полного набора данных, необходимых для замыкания
математических моделей;
- методики гидродинамической настройки на заданное
распределение расходов по трактам охлаждения изделий;
- методики комплексных испытаний двигателей и энергетических
установок и прогноза натурных режимов работы изделий.
В начале работ по ЯРД (конец пятидесятых - начало
шестидесятых годов) методы решения рассмотренных выше задач были
недостаточно разработаны и вычислительная техника имела существенно
ограниченные возможности, поэтому получаемые результаты
определялись индивидуальными возможностями исследователей. К
настоящему времени численные методы решения таких задач достаточно
хорошо разработаны, имеется вычислительная техника, обеспечивающая
реализацию необходимых алгоритмов расчета.
П. Производственно-испытательный комплексу позволяющий
проводить сборку узлов и изделий в целом, препарирование их
средствами измерений, гидродинамическую настройку трактов
охлаждения изделий на заданное распределение расходов рабочего тела,
комплексные испытания собранного изделия.

106 Глава третья
Здесь выполняются следующие работы:
- поузловая отработка изделия с доработкой конструкции узлов
на основании результатов поузловых испытаний;
- препарирование изделий средствами измерений;
- сборка изделий;
- гидродинамические испытания изделия (определяются
коэффициенты гидравлического сопротивления узлов в составе изделия
в широком диапазоне изменения числа Рейнольдса,
устанавливаются распределения расходов по трактам охлаждения узлов
настройкой регулирующих элементов и органов);
- обследование вибрационных и пульсационных
характеристик изделия;
- комплексные испытания изделия для определения условий
взаимодействия узлов в изделии;
- настройка приводов системы регулирования и определение
влияния силового нагружения на характеристики системы управления.
III. Исследовательско-испытательный комплекс, обеспечивающий
поэлементную и поузловую отработку ЯРД на модельных и натурных
рабочих телах (холодные гидродинамические исследования и
испытания, высокотемпературные исследования и испытания с
использованием омических нагревателей и плазмотронов) и обоснование и
отработку методов обеспечения радиационной безопасности при
транспортировке ЯРД на околоземные орбиты и их работы на таких орбитах.
Здесь решаются задачи, возникающие на этапах проектирования
и создания изделий:
- экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена
с целью обоснования геометрической формы каналов и режимов
течения рабочего тела в проточной части изделий,
обеспечивающих надежное охлаждение конструкции;
- контрольные исследования и испытания элементов и узлов
конструкции изделий штатной геометрии ( натурный либо
модельный состав материалов);
- контрольные испытания на стойкость, термопрочность и термо-
деформативность конструкции при воспроизведении или
моделировании высокотемпературных воздействий;

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 107
- исследование проблемы уничтожения реактора при аварии с
необходимым диспергированием конструкции до размеров частиц и
концентраций, не приводящих к изменению радиоактивной
обстановки на поверхности Земли.
IV. Технолого-производственный комплекс по разработке и
изготовлению теплообменных агрегатов для ЯЭУ обеспечивал
изготовление тепловыделяющих сборок (ТВС) для испытаний в реакторе,
обеспечивает изготовление пластинчатых теплообменников с
эффективностью по размещению поверхностей теплообмена 1000-1500 м2/м3 и
разработку перспективных капельных холодильников-излучателей.
В результате реализации разработанных на комплексах Центра
Келдыша базовых технологий были созданы первые тепловыделяющие сборки
реактора ЯРД, которые успешно прошли испытания в составе
исследовательского реактора ИГР; обоснованы конструктивная схема и состав
конструкционных материалов активной зоны реактора ИРГИТ -
прототипа реактора ЯРД; выполнены поэлементная и поузловая отработка
активной зоны реактора (конструкция тепловыделяющей сборки
реактора ИРГИТ и основной объем ее отработки выполнен в НПО «Луч»);
проведены сборка, препарирование средствами измерений и комплексные
предреакторные испытания реактора ИРГИТ.
Гидродинамические и тепловые
характеристики системы охлаждения реактора
Экспериментальная база и содержание
выполненных работ
Экспериментальные исследования системы охлаждения реактора
ЯРД и ЯЭУ были выполнены на созданном в Центре Келдыша и
представленном в предыдущем разделе исследовательско-испытательном
комплексе [3.29].
В результате выполненных исследований обоснована
оптимальная форма каналов и системы охлаждения активной зоны реактора,
определены ее тепловые и гидродинамические характеристики.

108 Глава третья
I. Для тепловыделяющих сборок (ТВС):
а) для конструкции ТВС, охлаждение которой обеспечивается
системой параллельных изолированных каналов, показана
необходимость введения по длине ТВС коллекторов смешения. Для
выравнивания температурных неравномерностей масштаба
расстояния между каналами достаточно иметь за каждым блоком
по длине свободный объем (диаметр совпадает с диаметром ТВС,
длина Z~F-10)u, h - расстояние между каналами). ТВС такой
конструкции была первой, которая успешно прошла реакторные
испытания;
б) для ТВС на основе витых стержней экспериментально
установленные эффективные коэффициенты переноса тепла позволили
провести минимизацию температурных неравномерностей
профилированием тепловыделения по радиусу ТВС (изменением
концентрации урана) и обосновать допустимую температуру
рабочего тела на выходе из ТВС -3000 К. Обследовано влияние
возможных дефектов твэлов на тепловые и гидродинамические
характеристики ТВС и определены форма и размеры допустимых
дефектов. Разработанная НПО «Луч» конструкция ТВС такого
типа успешно прошла реакторные испытания.
II. Для характерных каналов системы охлаждения замедлителя,
отражателя и корпуса:
а) для круглых каналов охлаждения обследовано влияние стыков
дисков блока замедлителя на гидравлические характеристики и
перераспределение расходов по каналам (для реактора ИРГИТ-
372 однотипных канала в блоке замедлителя). Выравнивание
неравномерностей расхода рабочего тела по каналам
проводилось индивидуальной доработкой регулирующих органов на
входе в замедлитель;
б) в конструкции отражателя, замедлителя, корпуса
использовались пять типов кольцевых каналов:
- кольцевой канал,
- кольцевой канал с оребрением,
- кольцевой канал со спиральным оребрением,
- кольцевой канал с периодически организуемой закруткой газа,
- кольцевой канал с переменным по углу сечением.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 109
Для первых типов каналов, индивидуальные тепловые и
гидравлические характеристики которых обследовались ранее, в том числе и
другими авторами, определялись соответствующие характеристики для
систем каналов изготовленной конструкции, учитывающие
особенности принятых технологий и точности изготовления. Так, для
кольцевых каналов охлаждения замедлителя определялось влияние
возможного эксцентриситета при установке ТВС и стыков блоков,
составляющих замедлитель, на поле скоростей рабочего тела и гидравлическое
сопротивление. Стабильность определяемых свойств подтверждалась
при испытаниях блока после переборок.
Два других типа кольцевых каналов используются в системе
охлаждения барабанов регулирования мощности, размещенных в
боковом отражателе реактора, обеспечивают допустимое поле температур в
условиях существенно неравномерного поля тепловыделения. В этом
подвижном узле реактора наибольшая неравномерность поля
тепловыделения сосредоточена в области поглощающих элементов, где
мощность тепловыделения близка к мощности тепловыделения во всем
блоке. Для обеспечения потребного поля температур
экспериментально обоснованы и отработаны кольцевые каналы с организацией
закрутки газа по длине канала и канал, в области поглощающих
элементов которого обеспечивается коэффициент переноса тепла на порядок
больший, чем в остальной части канала. Результаты
экспериментального исследования затухания закрутки газа по длине кольцевого
канала позволили определить линейный размер закручивающего газ
устройства, угол закрутки и допустимое расстояние по длине канала между
устройствами.
Установленные для бокового отражателя реактора формы
каналов обеспечивают необходимую равномерность поля температур
и, таким образом, исключают возможность «заклинивания»
барабанов регулирования. На основе рекомендованных форм каналов
была разработана система охлаждения бокового отражателя
реактора ИРГИТ. Настройка системы охлаждения каждого из
барабанов отражателя на заданное распределение расходов проводилась
доработкой соответствующих органов регулирования для
обеспечения в каждом из трех характерных каналов заданного расхода
рабочего тела.

110 Глава третья
III. Определялись теплофизические свойства принятых в
конструкции реактора материалов, необходимые для прогноза теплового и
напряженного состояния узлов на возможных режимах работы. В
квазистационарной постановке исследовалась термопрочность элементов
и узлов конструкции (тепловыделяющие элементы, теплоизоляция,
опорные решетки ТВС и др.).
Экспериментальные установки обеспечили проведение испытаний
твэлов при натурном рабочем теле (водород), температурах нагрева
газа до -3000 К и реальных уровнях тепловых нагрузок. Результаты
испытаний способствовали определению допустимых режимов работы
и формированию представлений о возможных разрушениях,
допустимых в условиях эксплуатации реактора.
IV. Проводились исследования и отработка высокотемпературных
элементов и узлов ТВС.
Источником горячего газа являлся плазмотрон. В модельных
условиях создавались необходимые силовое нагружение и уровень
температур рабочего тела -3000 К. Использовались два типа
установок: «Вулкан» с рабочим телом - аргон и «Буря» с рабочим
телом - водород. Электрическая мощность установок -10 МВт. На
переходных режимах воспроизводились тепловые нагрузки,
необходимые при исследовании термопрочности. По результатам
исследований и испытаний корректировались конструкция узлов ТВС
(изоляция, опорные решетки и т.д.).
V. Экспериментальные исследования по обоснованию
дублирующей системы обеспечения радиационной безопасности ЯРД и ЯЭУ
(основная система ОРБ предполагает увод ЯРД на орбиту длительного
существования) проводились на макетах двигателя и его элементов с
использованием натурных материалов (единственное исключение -
замена U235 на U238). Эти вопросы подробнее рассматриваются в
четвертой главе книги.
Приведем теперь некоторые результаты исследований,
обеспечивших замыкание математических моделей, описывающих
теплофизические процессы в ЯРД и ЯЭУ и позволивших провести прогноз
теплового состояния изделий в процессе испытаний, который в реальных
условиях подтвердился.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 111
Определение коэффициентов переноса за системой
параллельных каналов и в кольцевом канале
сложной формы
Применительно к задаче прогнозирования развития неравномер-
ностей различных типов в потоке за системой параллельных каналов
в трубе и в кольцевом канале сложной формы экспериментально
определялись соответствующие коэффициенты переноса при турбулентном
течении. Их величины и особенности изменения устанавливались в
результате анализа измерений полей температур и концентраций за
источником, помещенным в поток.
В предположении, что величина коэффициента переноса Dm остается
постоянной по сечению ц слабо изменяется по мере удаления от источника,
имеем уравнения энергии для потока, симметричного относительно оси:
дт (д2т 1ЭтЛ
к?"Ч^"+'*1 C-44)
Здесь и далее: V - средняя скорость; Т - температура; Dm -
коэффициент турбулентной диффузии (эффективный коэффициент переноса
для кольцевого канала); г - координата в направлении поперек
потока от оси источника для цилиндрической геометрии; х - координата
вдоль по потоку.
Предполагается, что силами вязкости, молекулярной диффузией,
изменением статического давления и турбулентным переносом в
продольном направлении можно пренебречь.
Частным решением уравнения C.44) является решение для
точечного источника.
В результате анализа этого решения нетрудно показать, что для
любого поперечного сечения справедливо соотношение вида
|, C.45)
где у2 - квадрат среднеквадратического перемещения элементов в
направлении у (у- координата в направлении поперек потока для
плоской геометрии).
Связь у2 с Dm можно получить, проинтегрировав решение для
точечного источника по сечению и продифференцировав результат по х.

112 Глава третья
Не воспроизводя анализа связи у2 с 8 и Dm, в частности, подробно
выполненного в [3.7, 3.30, 3.31], воспользуемся его результатами для
случая однородной изотропной турбулентности:
1) при малых интервалах времени диффузии (малые расстояния от
точечного источника)
У2=г2х\ x=Vt, ?=V7vV; C.46)
2) при большем времени диффузии (большие расстояния от источника)
f=2Dm(x-xQ), C.47)
где е - интенсивность турбулентности; t - время. Индекс 0
обозначает параметры на оси источника (для Т и С) и при у 2= 0 (для х).
Характеристики течения за решетками в аэродинамических
трубах исследовались достаточно подробно ([3.25, 3.31, 3.32] и др.).
Имеются данные и по течению за решетками и перфорированными
преградами в технических трубах ([3.26, 3.32, 3.33, 3.34] и др.).
Ниже применительно к течению в ТВС на основе системы
параллельных каналов рассматриваются результаты экспериментального
определения коэффициента турбулентной диффузии при течении в
трубе за системой параллельных достаточно длинных круглых каналов
(Z/d=50, модель проточной части ТВС выполнена в масштабе 8:1).
В состав рабочего участка установки входил блок трубок с
пористостью 0,35; трубки были заделаны в решетки с треугольным
расположением отверстий (внутренний диаметр одиночной трубки с?=8мм;
расстояния между осями трубок М=12,8 мм). Длина трубок
соответствует Z/d=50, поэтому можно с достаточной уверенностью говорить о том,
что характеристики турбулентности в каналах соответствуют
развитому турбулентному течению в трубе.
В центральный канал блока подавался нагретый воздух
(индикаторный расход), в остальные - воздух при нормальной температуре
(основной расход). Изучались закономерности распределения температур в
поперечном сечении трубы на разных удалениях от среза каналов. Расход
воздуха определялся с помощью критических сопел, которые были
предварительно оттарированы с точностью -2%. Температура воздуха по
сечению за торцем блока измерялась с помощью термопары, закрепленной
в координатнике. Точность установки координат термопары 0,2 мм.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
113
Соотношение C.45) строго справедливо для диффузии за
точечным источником. Оценки показывают, что в наших экспериментах
при радиусе трубки i?=4 мм и у2=50 мм2 (на расстоянии от торца,
соответствующем х/М=Ъ) погрешность определения у2 по формуле для
точечного источника составляет -7,5% и значительно уменьшается с
удалением от источника.
Для технических приложений наибольший интерес представляют
характеристики течения на умеренных удалениях от торцев блоков с
системой параллельных каналов (до jc/M~10-s-20). Эта область и
исследовалась в проведенных экспериментах.
На рис. 3.11 приводятся распределения температур воздуха в
поперечном сечении на различных расстояниях от торца блока для
одного из реализованных режимов (скорость воздуха в каналах основного
расхода ^=63 м/с, отношение скорости воздуха в каналах
индикаторного и основного расходов Fi/Foc=0,75). Для других режимов
экспериментальные точки также достаточно хорошо описываются гаус-
А— /
о — 3
х — 4
V — S
Q—6
fr^-frdL м
Рис. 3.11 Распределение Т/Т0(С/С0) в направлении поперек потока:
а) за системой каналов, 1 - х/М = 3,05; 2 - 6,1; 3 - 9,14; 4 - 12,2;
б) в кольцевом канале, 5 - в зоне стержней, 6 - в гладкой зоне

114
Глава третья
200
2у2, мм2 / совским распределением (сплош-
ная линия на рис. 3.11
соответствует выражению C.45)).
Обычно это свидетельствует о том, что
процесс диффузии происходит в
поле изотропной турбулентности.
В большинстве
экспериментов скорости воздуха в выходных
сечениях каналов основного и
индикаторного расходов газа
поддерживались равными. Равные
значения скоростей изменялись в
опытах от 16 до 63 м/с (соот-
0 *о 100 200 К мм ветственно Re=@,9+3,6I04). Для
Рис. 3.12 Зависимость 2у2 от х:
l-V^-16 м/с, VJV^ = 1,3;
2-31 и 1,27; 3-47 и 1,0;
4-61 и 0,08; 5 - 63 и 0,75. х°Де из каналов выполнены
эксперименты, в которых отношение
средней скорости воздуха в
центральном канале к средней скорости в остальных каналах изменялесь в
диапазоне 0,75 - 1,3.
В результате обработки экспериментальных данных установлено,
что абсолютное значение у2 практически (в пределах точности
эксперимента) не зависит от соотношения расходов воздуха и абсолютного
значения скорости воздуха в рассмотренных диапазонах изменений.
На рис. 3.12 приводятся значения величины у2 для разных
расстояний от среза каналов, которые удовлетворительно накладываются
на прямую, не проходящую через начало координат:
оценки влияния погрешности
задания равных скоростей на вы-
= х0 =41 мм).
2y2 = 4(x-x0)Dm/v(y2=0 при
Данные, представленные на рис.3.12, показывают, что при
рассмотренных расстояниях от торца блока, начиная с #=70 мм (#/М~5,5),
коэффициент турбулентной диффузии остается в пределах точности

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
115
эксперимента постоянным по х (D/F=0,625 mm; D/FM=0,0488) и не
зависит от соотношения скоростей основного и индикаторного расходов
воздуха и абсолютного значения скорости воздуха в реализованном
диапазоне их изменения. Вблизи торца блока кривая 2у2=/(х)
касается параболы 2у2=2е2х2 при е=0,1.
На рис.3.13 приводятся результаты измерения избыточной
температуры на оси центральной струи за торцем блока каналов. Кривая
на рисунке построена для у=0 с использованием решения уравнения
C.44) для точечного источника. В точке х=х0 (х0 из данных рис. 3.12)
Г(*0,0)/Г@,0)=1; при jc>jc0 T(xQ90)/T@90) = х/хо. Из рис. 3.13 видно, что для
всех режимов эксперимента ядро нагретой струи исчезает на
расстоянии от торца блока, соответствующем х/М~2, и амплитуда
температурной неравномерности по х значительно уменьшается и составляет при
х/М=\2~25 % от начального значения.
С помощью описанной выше методики в ее несколько
упрощенном варианте применительно к двухзонному тонкому кольцевому
каналу (зоны отличаются формой проходного сечения) определен
эффективный осредненный по толщине канала коэффициент переноса в
предположении его неизменности по длине и углу в каждой зоне.
Обследовался канал, образованный дву-
T(xfi)
мя коаксиальными цилиндричес- -' -
кими поверхностями, из которых
внутренняя в секторе -100°
имела меньший радиус, чем в
остальной части канала. В этом
углублении вдоль образующей
цилиндра размещались стержни
малого диаметра заподлицо с
остальной внутренней цилиндрической
поверхностью. Периодически по ***• ЗЛЗ Распределение Т вниз по
Oft
длине канала в углублении были
установлены сепараторы для
крепления стержней. Определя-
потпоку от источника:
1-Уж = 16 м/с, VJVx = 1,2;
2-24 и 0,6; 3-31 и 1,2;
4-48u0J8;5-62u 0jS5; 6 62 и OB

116 Глава третья
лись величины эффективного коэффициента переноса на участке
установившегося течения в гладкой части кольцевого канала и в секторе
размещения стержней.
При определении эффективного коэффициента переноса в узких
каналах с хорошо проводящими тепло стенками целесообразно в
качестве индикаторного использовать газ, по химическому составу
отличный от газа основного расхода и имеющий с ним одинаковую
температуру, с тем, чтобы исключить возможный при тепловом методе
измерений перенос тепла по стенкам, который может существенно исказить
поле температур в газе, обусловленное турбулентным переносом. В
настоящей работе в качестве индикаторного газа использовался
гелий, основного газа - воздух. Расход гелия подбирался таким
образом, чтобы его скорость на выходе из установленной вдоль потока
трубки источника была равна местной скорости воздуха. Вниз по
потоку в поперечных сечениях канала смесь основного и индикаторного
газов отбиралась с помощью заборника, имевшего свободу
перемещения по окружности кольцевого зазора, и направлялась в
газоанализатор. В каждой зоне (гладкой и со стержнями) источник индикаторного
газа располагался на средней линии, одинаково удаленной от боковых
геометрических границ зоны. Измерения концентрации индикаторного
газа проводились на удалении от источника, при котором еще не
имело место проникновение индикаторного газа в соседнюю зону.
Характеристики переноса непосредственно в области геометрических границ
зон не исследовались. По данным измерений строились графики CHe=f(y)
для сечения канала, где был размещен заборник (С - процентная
концентрация индикаторного газа в газе основного расхода). Для
напорного течения в плоском канале турбулентность является
статистически однородной в направлении, граничные условия вдоль которого
неизменны (параллельно стенкам и перпендикулярно направлению
движения). Будем предполагать, что в этих условиях применительно к
тонкому кольцевому каналу E/R = 0,035, 8 - толщина кольцевого
канала) распределение осредненной по толщине канала концентрации

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 117
индикаторного газа вниз по потоку от линейного источника,
вытянутого от стенки до стенки, описывается решением уравнения типа C.44)
для плоского течения (частное решение уравнения - распределение
Гаусса для каждого х).
На рис. 3.11 приведены экспериментальные данные C/C=fBy/b)
полученные в канале с dH=90 мм (в гладкой зоне Лвн=38,2 мм, диаметр
стержней 4 мм, расстояние между сепараторами 75 мм). Источник
индикаторного газа (гелия) размещался на удалении Z/d>200 от входа
в канал. Измерения профиля концентрации производились на
удалении Z/d=245 от источника.
Измерения профиля осредненной по толщине канала
концентрации индикаторного газа вниз по потоку от источника в зоне
канала с гладкими стенками подтвердили предположение о гауссов-
ском распределении концентрации индикаторного газа в окружном
направлении. На расстоянии Z/d=245 от источника практически не
происходило проникновения индикаторного газа из гладкой зоны в
соседнюю по окружности зону с существенно отличными условиями
течения. На том же расстоянии от источника аналогичный по
форме, но более широкий профиль абсолютных концентраций
индикаторного газа получен в зоне со стержнями. Измеренные профили
концентраций в обеих зонах канала (см.рис.3.11) достаточно
хорошо описываются соотношением C.45), являющимся решением
уравнения C.44) для точечного источника в плоской геометрии. Это
обстоятельство позволяет при расчетах переноса примесного
компонента или тепла в каналах подобного типа использовать
уравнение вида C.44), в котором коэффициент переноса определен
экспериментально для каждой зоны.
В результате обработки данных измерений концентрации
индикаторного газа в одном сечении описанного кольцевого канала (в
упрощающем предположении хо=О) получены следующие значения
DJVb для Re=B,8-b5)-104: в гладкой зоне канала - 0,015; в зоне со
стержнями - 0,114.

118 Глава третья
Ослабление местной закрутки газа
в канале кольцевого сечения
Рассмотрим установившееся течение вязкой несжимаемой
жидкости в относительно тонком цилиндрическом канале кольцевого
сечения с отношением внутреннего радиуса к наружному гт1гн~0,9 за
закручивающим устройством при умеренных скоростях движения.
В предположении неизменности всех параметров потока по
окружности канала, изотропии турбулентных свойств, отсутствия
вторичных течений, а также d2V/x2« dWr2 уравнения сохранения
количества движения [3.10], записанные через касательные напряжения,
имеют вид
ЭР 1 д(гТ„)
-ч — -ч у IO.4OJ
ОХ Г ОТ
дх г2 дг
C.49)
где х^ х^ - проекция хг на ось х и перпендикуляр к плоскости х,г;
0 - угловая цилиндрическая координата.
В связи с тем, что для технических приложений представляет
интерес прежде всего изменение по длине канала средней по сечению
закрутки VJVx> целесообразно перейти в уравнениях C.48), C.49) к
осредненным по сечению параметрам.
Полагая для рассматриваемого случая малой относительной
толщины канала 5/гн<0,1, где8 = ги-гт, равными по абсолютной величине и
противоположными по знаку касательные напряжения на внутренней
Э (дрЛ Л
и наружной стенках х=-х =-х,а также зг ^ =0 , интегрируем
WH WBH W (Jjr \^(JX J
уравнения C.48) и C.49) по г от гъп до гн, предварительно умножив
первое на г, а второе - на г2. После интегрирования члены второго

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 119
уравнения осредняются по сечению канала. В результате получаем
=-2(xw 5)coscp, C.50)
p)r2Vx(dVjdx)dr/ )rdr = -2т^(гн2 +rB2 )/(rH2 -rB2)f
'bh / >вн
или, заменяя с погрешностью не более 1% (^+г*н) на
pVx{dVjdx) = -2(Tw/S)sin(p. C.51)
В C.51) и далее V- осредненная по поперечному сечению скорость.
При движении жидкости в канале, образованном двумя
параллельными стенками, в условиях | xwH| = |twbh = Tw [3.12]:
|2 C,52)
где ^ - коэффициент гидравлического сопротивления.
Подставляя выражение C.52) для tw в C.50) и C.51), получим в
окончательном виде дифференциальные уравнения для расчета
изменения закрутки и давления по длине канала:
C'53)
VjVx
jVx

120 Глава третья
или
d{VJVxf % ,
"* "' <3-54)
В случае ?=const после интегрирования уравнения C.54) от х0 до
х (х0 - координата сечения с известным значением закрутки ) имеем
-А), C.55)
где
А =
Если принять ? = B/Rq"= CV "dr" (например, закон Блазиуса,
справедливый для гладких каналов при 4 103< Re < 105 [3.10]), уравнение
C.54) принимает вид
C.56)
где ?х - постоянный по длине канала коэффициент гидравлического
сопротивления, вычисленный по скорости F = G/pFx.
Интеграл левой части выражения C.56) в общем виде при
произвольном значении п не выражается через элементарные функции.
Поэтому зависимость вида ^/^=/ (^в/^) > ^*(х ~~xo)/dr получается
в результате численного интегрирования левой части выражения C.56)
от (ТО, до
В такой же постановке для случая ламинарного течения (п=1)
решение C.56) имеет вид Ve/Vx= (vJVx\ exp [- ^ (jc -xo)/ld^.
Интегрируя уравнение C.53) с использованием C.55), получаем

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 121
\х—хп
\-А
-х0) dT)
C.57)
где Ро - давление при х=х0,
G - массовый расход,
Fx - площадь сечения канала, перпендикулярного оси х.
Имеющиеся в известной литературе [3.35-3.37и др.] данные об
ослаблении местной закрутки газа в каналах кольцевого сечения
получены для каналов со значительно меньшим, чем 0,9, отношением
гвн/гн. В данном разделе представлены экспериментально определенные
характеристики ослабления местной закрутки в трех каналах
кольцевого сечения с отношением rjrn = 0,89-?-0,945 [3.8]. Канал I имеет
внутренний диаметр dm= 29,8 мм, наружный d = 32 мм (rjrn=0,932; dr=2,2 мм);
канал II - dm= 34 мм, d= 38 мм (rjrn = 0,89; dr = 4 мм); канал III -
d = 36 мм, d = 38 мм (г /г = 0,945; d = 2 мм). В качестве рабочего тела во
вн н вн н г
всех экспериментах использовался воздух.
В канале I местная закрутка потока создавалась на коротком
участке с многозаходным спиральным оребрением. Угол ср определялся
визуально по положению обдуваемой потоком газа ворсинки
толщиной несколько сотых долей миллиметра, укрепленной одним концом
на внутренней поверхности прозрачного участка стенки канала.
Наблюдение за ворсинкой осуществлялось через микроскоп с двумя
взаимно перпендикулярными шкалами в поле зрения, позволявшими
определять величину tgcp = VJVx в виде отношения координат пересечения
изображения ворсинки с этими шкалами. Участок канала с
прозрачной стенкой подсвечивался лампой стробоскопического тахометра. При
частоте вспышек лампы, приближающейся к частоте колебаний
ворсинки в потоке газа, изображение последней становилось видимым.
Изменение расстояния между выходом из оребренного участка и
индикаторной ворсинкой осуществлялось с помощью продольного
перемещения цилиндрической вставки, образующей внутреннюю стенку
канала, с укрепленными на ней ребрами.

122 Глава третья
Так как на некотором протяжении вниз по потоку от оребренного
участка в потоке газа сохраняются вихревые следы за ребрами,
величина VJVx периодически изменяется по окружности канала при Jt=const.
Для измерения величины VJVx во всем диапазоне ее изменения при
некотором фиксированном расстоянии от выхода из участка закрутки
производился поворот цилиндрической вставки с коротким оребрением
вокруг ее оси таким образом, что ворсинка подвергалась воздействию
нужной области потока.
Эксперименты проводились в диапазоне чисел Re на входе в
закручивающее устройство 2,5103<Re<3,8104. При этом скорость газа не
превышала 20 м/с, давление было близким к 0,1 МПа, температура 20 °С.
Для выяснения влияния длины закручивающего устройства в
осевом направлении на характеристики исходной закрутки эксперименты
проводились с оребренными участками длиной Л=10 мм и 20 мм и
тангенсом угла наклона ребер к оси канала, равным 1,25, т.е. (VJVxH=l,25.
В каналах II, III закрутка потока осуществлялась с помощью
тангенциальной подачи газа на входе в канал [3.38, 3.39]. Изменение
закрутки по длине определялось по траектории капель
жидкости-трассера, подававшейся через капиллярную трубку на удалении 25 мм
вниз по потоку от выходной плоскости коллектора тангенциальной
подачи газа. Траектория фиксировалась в виде следа трассера на
внутренней стенке канала. Функция VJVx=f(x) определялась как
зависимость от х тангенса угла между касательной в соответствующей точке
траектории и образующей цилиндра внутренней стенки tgcp =/(*).
Экспериментальные данные об ослаблении закрутки в канале I
показывают, что при jc=const измеренная величина VJVx является
переменной по окружности канала, так как на некотором удалении от
участка закрутки сохраняются возмущения в потоке за спиральными
ребрами. Диапазон отклонения VJVx от среднего значения изменяется
от 15-20 % непосредственно за закручивающим устройством до 5-6 %
на удалении 50 калибров (x/dr) вниз по потоку, причем основное
изменение происходит на протяжении первых 10-15 калибров.
Уменьшение этого диапазона по мере удаления от участка закрутки дает
представление об интенсивности рассеивания следа за ребрами.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
123
V
06
ф
'»¦
1?
л
A /
• — J
n — 0
v—S
Эффективность оребренного
участка закрутки, под которой
понимается придание рабочему
телу однородной и максимально
возможной в условиях данной
геометрии закрутки,
увеличивается при прочих одинаковых
условиях с увеличением его длины
(рис. 3.14). Это можно объяснить
тем, что при уменьшении длины
оребренного участка, когда путь,
проходимый рабочим телом
внутри участка, становится
соизмеримым с расстоянием между
ребрами, не вся масса рабочего тела
получает направление движения,
соответствующее углу наклона
ребер; поток имеет менее
упорядоченный характер, и более полно
проявляются отрицательные
воздействия местных возмущений
при обтекании входных и
выходных кромок ребер.
Экспериментальные данные об ослаблении местной закрутки в
канале I с закручивающими участками длиной 10 мм и 20 мм
(рис. 3.14) позволяют сделать заключение о том, что с
увеличением Re закрутка ослабевает менее интенсивно. Использование
оребренного закручивающего устройства с h/dr= 9,1 позволяет получить
на выходе из участка закрутки величину VQ/Vx= 1,25, то есть равную
тангенсу угла наклона ребер к оси канала. Сравнение
экспериментальных данных, полученных в канале I, с результатами расчетов
ослабления закрутки по формулам C.55) и C.56), где величина
(VJVxH принималась равной 1,25, для случая h = 20 мм (Шг= 9,1)
показано на рис. 3.15а.
Рис. 3.14 Ослабление закрутки по
длине кольцевого канала:
1 - Rex=3,8104, h=20 мм;
2 - 3,8104, 10 мм;
3 - 9103, 10 мм;
4 - 4,7103, 10мм;
5 - 2,51039 20 мм;
6 - 2,5103, 10 мм;
7 - 7,210\ rJr=0t4 [3.38];
8 - Rex=2,2104, h=10 мм;
9 - 9103f 20 мм

124
Глава третья
Как отмечалось выше, при h =10 мм (h/dr=4,5) закрутка на выходе
из оребренного закручивающего устройства меньше тангенса угла
наклона ребер {iVJVx\< 1,25). В этих условиях предложенная расчетная
модель позволяет определять трудноизмеримое из-за значительных
возмущений потока значение (VJVx\ непосредственно на выходе из
закручивающего устройства. При этом полагается, что реальное значение
(VJVxH соответствует расчетному, при котором экспериментальные данные
наиболее полно описываются предложенными расчетными
соотношениями. На рис. 3.156 приведены экспериментальные данные об
ослаблении закрутки вниз по потоку от оребренного закручивающего
устройства длиной h = 10 мм (h/dr = 4,5) и аппроксимирующие
расчетные зависимости, полученные по формулам C.55) и C.56) при
(VJVx)op=l,U (VJVX\P ~~ расчетное значение (VJVx\ на выходе из
закручивающего устройства, при котором экспериментальные данные
удовлетворительно описываются соотношением C.55).
W
0,6
w
о — /
¦ х — 2
• — 0
- р —5
6
mm, mm — mmf
******
• ?*^^
Ц*-Х0)
о
Рис. 3.15 Сравнение расчетных и экспериментальных данных об
ослаблении закрутки в канале I при длине закручивающего участка
20 мм (а) и 10 мм (б):
а) 1 - Re=2,5103, 1=0,045; 2 - 9103, 0,0325; 3 - 3,8104, 0,0226;
4,5- (VJVx)Q=0,87 и 1,87 соответственно, Ъ&=7,210*, $=0,0194,
rJr=0,4 [3.38]; 6 - расчет по формуле C35); 7 - по формуле C36);
б) 1- Rex=2,5103, $=0,045 (VJVx)o=0,9; 2 - 4,7103, 0,038, 1,02;
3 - 9Ю3, 0,033, 1,02; 4 - 2,210*, 0,026,1,1; 5 - 3,810*, 0,023, 1,06;
6,7 - соответственно, расчет по формулам C.55) и C36) при
Ye.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
125
Рис. 3.16 Сравнение расчетных и экспериментальных данных об ослаблении
закрутки в каналах II, III:
1 - й=4мм, Rex=l,18104, $=0,03;
2 - 4, 5,57103, 0,037; 3-2, 1,58 104, 0,028; 4, 5 - соответственно,
расчет по формулам C.55) и C.56) при (Vq/VxH= 4 и \xQldy = 0,7
На рис. 3.16 приведены экспериментальные и расчетные данные
об ослаблении местной закрутки в каналах II и III. Обобщение
экспериментальных данных выполнялось в безразмерных координатах VJVx>
(yjV)l(VdvX9 (*-*о)> что позволяет использовать результаты
данной работы для расчетов ослабления местной закрутки в других
каналах этого типа. Следует отметить, что комплекс —(х-х0), вошедший в
d г
решения уравнений C.53) и C.54), применительно к рассматриваемой
задаче в определенном смысле аналогичен критерию Эйлера и
характеризует течение в канале кольцевого сечения небольшой относительной
толщины на участке после закручивающего устройства. На этом
участке окружная компонента количества движения, приобретенная эле-

126 - Глава третья
ментом жидкости в закручивающем устройстве, расходуется на
преодоление сил трения в окружном направлении. Комплекс ?(jc-*0)/dr
характеризует относительное изменение по длине канала этой
компоненты количества движения так же, как он характеризует потери
давления на преодоление сил трения в направлении grad P.
При малой относительной толщине канала 8/гн = 0,1 особенности
криволинейного движения закрученного потока выражены слабо, и
при анализе закрученного движения с помощью выражений C.55) и
C.56) может быть использован эмпирический коэффициент
гидравлического сопротивления для осевого течения в этом же канале. В
рассматриваемом случае этот коэффициент количественно одинаково [3.38,
3.39] определяет связь между силами трения и скоростным напором
как в прямолинейном, так и криволинейном течениях. Поэтому при
расчетах ослабления закрутки и совместном представлении расчетных
и экспериментальных данных в безразмерных координатах,
содержащих коэффициент ?, величина ?(Re) определялась из зависимости,
экспериментально полученной для данного канала в условиях осевого
течения. Полученные для каналов I, II, III экспериментальные данные
о коэффициенте гидравлического сопротивления при осевом течении
рабочего тела в диапазоне 5*103<Re<105, как это и должно быть для
гладких каналов, удовлетворительно описываются зависимостью Бла-
зиуса ?=O,3164/ReO25[3.1O].
Расчетные зависимости C.55) и C.56) с удовлетворительной для
технических применений точностью описывают опытные данные об
ослаблении местной закрутки в каналах кольцевого сечения с
отношением rJrH = 0,89-5-0,945 (рис. 3.14-3.15). В условиях сравнительно
небольшой начальной закрутки ((VJVxH<2) выражения C.55) и C.56)
сравнимы по точности. С увеличением начальной закрутки ji,oVJVj=4
расхождение между C.55) и C.56) увеличивается, причем более
простое выражение C.55), полученное в приближении ?=const, дает
лучшую аппроксимацию опытных данных, чем C.56). Это можно
объяснить тем, что в условиях большой величины входной закрутки
выражение C.56), полученное в приближении ?(Re) = B/Re", не учитывает
увеличенных по сравнению со случаем слабой закрутки потерь энергии
потока на входном участке канала, обусловленных в данном случае
сохранением более интенсивных особенностей течения, приобретенных

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 127
потоком в закручивающем устройстве. Доопределение зависимости ?(Re)
на входном участке канала, исходя из индивидуальных особенностей
закручивающего устройства, по-видимому, улучшит аппроксимацию
экспериментальных данных с помощью расчетной зависимости типа C.56).
Удовлетворительное соответствие экспериментальных данных
результатам предварительных расчетов свидетельствует о возможности
использования предложенной расчетной модели для прогнозирования
характеристик технических устройств с местной закруткой потока в
каналах кольцевого сечения с гвн/гн>0,09.
Исследование переноса тепла в пакете витых стержней
При разработке методики расчета полей температур для
замыкания системы уравнений в принятой модели процесса было введено
понятие эффективного коэффициента переноса тепла 2)э. Результаты
экспериментального определения Da приводятся ниже.
Поля температур за нагреваемым стержнем
Возникновение температурных неравномерностей масштаба
диаметра стержня возможно потому, что в системе, состоящей из
большого числа стержней, могут оказаться стержни с измененными по
сравнению с расчетными значениями тепловыделений и геометрических
размеров. Амплитуды температурных неравномерностей будут
изменяться по длине ТВС, и их величины определяются, главным образом,
величиной неравномерности тепловыделения, длиной стержней с
отличными от расчетных параметрами и интенсивностью переноса тепла
по радиусу ТВС. Исследование возможного накопления температурной
неравномерности по длине твэла (развитие температурного «следа» за
стержнем) производилось экспериментально [3.40].
Экспериментальная установка
Собственно рабочая часть установки представляет собой модель в
масштабе 20:1 секции стержневой ТВС (пористость \|М),5). Рабочая
часть имела два сменных комплекта стержней - 2-лепестковых и 4-
лепестковых (соответственно, —— = 13,5 и —— = 26). Длина
Кг J Кт Л

128 Глава третья
стержней модели соответствует 50. Центральный стержень был
выполнен полым из фольги толщиной 8=0,3 мм (остальные стержни -
сплошные). Нагрев центрального стержня проводился пропусканием
электрического тока. От соседних стержней нагреваемый стержень
электрически и в тепловом отношении изолировался.
Пакет выравнивающих сеток обеспечивал необходимую
равномерность поля скоростей во входном сечении собственно рабочей части.
В выходном сечении модели исследовались закономерности
распределения температур воздуха.
Эксперименты показали, что влияние торцевых эффектов
практически исключается на расстоянии -15 мм от среза внутрь модели.
Термопара для измерения температуры воздуха и трубка полного
напора для измерения скорости воздуха закреплялись в координатнике.
С помощью координатника датчики могли перемещаться в трех взаимно
перпендикулярных направлениях. Точность установки координат ±0,05
мм. Определялась электрическая мощность, подводимая к центральному
стержню, измерялись температуры воздуха на периферии входного и
выходного сечений. Точность измерения температур ±1,0 %, точность
измерения расхода воздуха на различных режимах =ьB+4%).
Методика обработки экспериментальных данных
Для рассматриваемой модели процесса и в предположениях,
принятых выше, поле температур за протяженным источником тепла
конечных размеров описывается следующим уравнением и краевыми
условиями:
C.58)
dR2
дт\
1 дТ
К о К
t\.
= 0;
и
э
ьт
dR
dT
Эх
Л=г„
К ; C.59)
Здесь г0 - радиус теплового источника, на поверхности которого
выполняется условие

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
129
BR
R=ra
к'
Кэ = СруВэ - коэффициент эффективной теплопроводности;
U - скорость газа;
RQ- радиус сборки пакета стержней.
Используя метод решения, рассмотренный в начале данной главы
при определении поля температур в ТВС, получим:
Т =:
г02х
-XLx
п=\
К-г0)
-1
[, C.60)
_ D3x
где x=—^-r;
X - корни трансцендентного уравнения
По самой природе применяемого метода при решении задач с
неоднородными граничными условиями получаются ряды, которые обладают
обычно плохой сходимостью. Для улучшения сходимости ряда C.60)
воспользуемся методом, предложенным в [3.13]. Именно, вычитая из
полученного решения Т разложение в соответствующий ряд любой дважды
дифференцируемой функции F, удовлетворяющей тем же граничным
условиям, что и Т, получим для разности T-F быстро сходящийся ряд.
В работе [3.13] функцию F рекомендуется выбирать в виде:
C.61)

130
Глава третья
где g(R, ?) - обобщенная функция Грина.
Под функцией Грина здесь понимается непрерывное решение
уравнения
C.62)
C.63)
C.64)
C.65)
C.66)
с граничными условиями:
удовлетворяющее следующим условиям:
1.
- фундаментальное решение уравнения 1/(у)=0, удовлетворяю-
1
щее условию нормировки J Ry0 \R jdR = 1,
У.м
, =0'- У л
R=«
= 0;
при граничных условиях
C.67)
Уо =
В такой постановке получаем ряд F по фундаментальным
функциям рассматриваемой задачи:
C.68)
Окончательно имеем следующее выражение для Т:

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
131
Т =
чл
к, \\-
2Dx 1 [ R
,2
12
C.69)
Вычисления, выполненные для некоторых случаев, показывают,
что в C.69) вполне достаточно ограничиваться двумя первыми
членами ряда.
На рис.3.17 нанесены для сравнения при прочих равных
условиях кривые распределения температур от линейного теплового
источника Т = ТL и теплового источника конечных размеров Т=Тк . Здесь и
ниже T(R9 x) - функция T(R9 x), нормированная по своему значению в
точке (г0, х). Из рис. 3.17 следует, что обработка опытных данных по
соотношениям, справедливым для
линейного источника, дает
завышенные значения D&9 поэтому
обработка экспериментов
проводилась с использованием
выражения C.69). Однако при оценках
температурных возмущений в
системах рассматриваемого типа
источник возможно считать
линейным до F0~0,l.
0 0,5 1,0 Rn
Puc. 3.17 Распределение температур
за линейным и конечных размеров
тепловыми источниками
Результаты экспериментов
Для создания равномерного
поля скоростей воздуха на входе в
собственно рабочую часть перед
стержнями был установлен пакет сеток с пористостью \|/>0,5. Принятая система
сеток обеспечивает достаточную равномерность поля средней скорости.

132
Глава третья
На рис.3.18, 3.19 представлены кривые распределения
температуры воздуха в поперечном сечении модели. Линиями проведены
теоретические кривые (уравнение 3.69) с соответствующими значениями
комплекса —-. Непосредственно из рис. 3.18, 3.19 видно, что экспе-
риментальные точки удовлетворительно накладываются на
теоретические кривые. Этот результат подтверждает обоснованность
принятой расчетной схемы и позволяет говорить об изотропии в среднем
переносных свойств в ячейке пакета витых стержней,
характеризуемых эффективным коэффициентом 1>э.
Эксперименты проводились при различных значениях скоростей
воздуха в модели с двумя комплектами стержней B-х и 4-х
лепестковыми, соответственно, с ?/#=13,5 и S/d=26). Диапазон режимов
испытаний охватывал по числу Рейнольдса интервал Re=@,4^-l,9I04. Скорости
рассчитывались на основании измерения расходов рабочего тела и тем-
Рис. 3.18 Распределение температур воздуха по радиусу в модели с четы-
рехлепестковыми стержнями

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
133
Рис. 3.19 Распределение температур воздуха по радиусу в модели с двухле-
пестковыми стержнями
пературы воздуха на срезе модели. Точность определения скорости,
таким образом, достаточна, так как в экспериментах скорости
изменялись в значительном диапазоне и, как следует из рис. 3.18, 3.19,
величины коэффициента —~г практически (в пределах точности
эксперимента) не зависят от абсолютного значения скорости в
рассмотренном диапазоне ее изменения. Выполненная обработка
экспериментальных данных показала, что изменение величины г0 вблизи принятого
значения Fo= 0,11 (до го~О,15) практически не влияет на величину
комплекса
А
На рис 3.18 приводятся результаты опытов с 4-лепестковыми
стержнями. Экспериментальные точки удовлетворительно накладываются на
теоретическую кривую со значением комплекса Т77"=0,0075.
Для двухлепестковых стержней (рис. 3.19) экспериментальные
точки удовлетворительно накладываются на соответствующую кривую с
A R
Тгг =0,005, за исключением диапазона изменения по радиусу -д— =2,0-5-3,0,
где точки располагаются выше теоретической кривой.

134
Глава третья
Более выраженная особенность изменения температуры воздуха на этом
участке по радиусу для 2-лепестковых стержней объясняется,
по-видимому, тем, что здесь имеет место более сильная анизотропия свойств
поперечного сечения, чем у 4-лепестковых стержней (при одинаковых
пористости и описанном диаметре стержня толщина лепестка 2-лепе-
сткового стержня почти вдвое больше, чем у 4-лепесткового). Если
рассматривать изменение радиальной координаты только в газе, то
экспериментальные точки на этом участке по радиусу
удовлетворительно накладываются на теоретическую кривую. Из расчетных
оценок следует, что продольным перетоком тепла по стержню можно
пренебречь по сравнению с радиальным потоком тепла. В таблице 3.1 для
качественного сравнения приводятся некоторые данные по
коэффициентам переноса при турбулентном течении в каналах.
Таблица 3.1
Техническая труба (на оси потока) [3.26]
Труба, лоток [3.27]
За решеткой в технической трубе [3.26]
За системой параллельных каналов [3.7, 3.32]
с
2-лепестковые стержни с — ^13,5
(данные настоящей работы)
4-лепестковые стержни с — - 26
(данные настоящей работы)
D
— =0,001-5-0,004
Ud
-jr^= 0,015 ¦*• 0,048
W=0'0488
ul =0'005
-^- = 0,0075
Обозначения в таблице:
D - коэффициент турбулентной диффузии;
d - диаметр трубы;
М - расстояние между центрами каналов (параметр решетки).

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 135
Из данных таблицы 3.1 видно, что величины коэффициентов для
рассмотренного типа стержней занимают промежуточное положение
между соответствующими значениями коэффициентов диффузии при
турбулентном течении в технических трубах [3.26, 3.27] и за
решетками и системами каналов в технических трубах [3.26]. Более
высокие значения комплекса для стержней по сравнению с техническими
трубами объясняются большей неравномерностью поля скоростей
среднего течения и, по-видимому, более высокой интенсивностью
турбулентности и наличием некоторого среднего (организованного) переноса
по радиусу пакета вследствие закрутки газа лепестками стержней.
Следует отметить, что последний эффект может зависеть от радиальных
градиентов температуры (при нагреве газа от стержней направление
диффузионного движения «холодных» частиц противоположно
направлению действия центробежных сил).
Значения коэффициентов переноса ттгт в технических трубах за
решетками [3.26] и системами параллельных каналов выше, чем в
пакетах рассмотренных стержней, вследствие большей начальной
неравномерности поля средних скоростей.
В проведенном исследовании принятая форма теплового
источника не вносила дополнительных особенностей в характер течения газа,
методика обработки экспериментальных данных учитывала конечность
размера теплового источника. Результаты этих экспериментов могут
быть использованы при расчете температурных неравномерностей за
стержнем с отличными от расчетных параметрами. Особенность пове-
дения экспериментальных точек на рис. 3.18, 3.19 при -?- =2,0-*-3,0
позволяет предположить, что коэффициент переноса тепла при расчете
температурных неравномерностей масштаба диаметра ТВС формально
может иметь другое значение.
Поскольку стержни модели и твэлы натурных тепловыделяющих
сборок геометрически подобны, поскольку выполнены условия
динамического подобия течений (числа Рейнольдса одинаковы),
полученные результаты могут быть использованы при расчете натурных ТВС.

136 Глава третья
Проведенные эксперименты показывают, что в стержневой ТВС
возможно возникновение накапливающейся температурной
неравномерности. Избыточное тепло, выделяющееся в стержнях, не успевает в
значительной мере продиффундировать в области потока с расчетными
параметрами. Это означает, что при определении средней температуры
нагрева рабочего тела в ТВС необходимо учитывать возможность
появления температурных неравномерностей рассмотренного масштаба.
Расчеты с использованием измеренных значений комплекса —~г позволяют
оценить величины возможных температурных неравномерностей за
стержнем с отличными от расчетных параметрами и обосновать требования
к точности выдерживания геометрических размеров и величины
тепловыделения в стержнях.
Перенос тепла в пакете витых стержней
Краткое описание экспериментальной установки
Собственно рабочая часть установки представляет собой модель в
масштабе 1:1 проточной части секции тепловыделяющей сборки (внутренний
диаметр трубы равен внутреннему диаметру теплоизоляции; комплект
стержней - сменный). Исследуемый пакет стержней фиксировался в трубе с
помощью опорной решетки, закрепленной в выходном фланце. Была
исследована решетка, структура которой такова, что в поперечное сечение
каждого шестигранного канала решетки вписывается стержень пакета.
Соосность стержней пакета и ячеек решетки обеспечивается
заполнителями, общими для пакета и решетки (пористость решетки 1|/~0,9, длина
решетки - 25 мм, толщина стенки канала -0,05 мм, размер «под ключ»
шестигранных каналов равен описанному диаметру стержня -2,2 мм).
К центральной части пакета (ячейка из 19 центральных
стержней) подавался воздух с более высокой температурой (индикаторный
расход), чем к остальным стержням (основной расход). Подвод
рабочего тела к центральной ячейке осуществлялся с помощью насадка,
соосного сборке стержней, который заканчивался шестигранным
каналом, выполненным из фольги с толщиной стенки 0,1 мм (длина
последнего в экспериментах составляла 25 мм и 85 мм). В описываемых
опытах шестигранник заглублялся в сборку стержней, соответствен-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 137
но, на 18 мм и 82 мм. При этом исключалась погрешность в
начальном профиле температур, возникающая вследствие торцевого эффекта
и свойственная опытам, в которых исходный профиль формируется до
входа в блок.
В экспериментах расходы рабочего тела измерялись с точностью
2-^-3%. Точность измерения температуры =ьО,1 °С.
В выходном сечении модели исследовались закономерности
распределения температур воздуха.
Предварительные опыты показали, что при заглублении
термопары в опорную решетку на 2-5-10 мм влияние торцевых эффектов
исключается и показания термопары не зависят от ее расположения. При
этом измерялась средняя по каждой элементарной ячейке
соответствующего стержня температура рабочего тела (в каждом запуске
измерения температуры проводились в 127 ячейках решетки). Температура
воздуха в ячейках решетки измерялась термопарой с диаметром спая
-0,3 мм. Термопара закреплялась в координатнике, с помощью
которого могла перемещаться в трех взаимно перпендикулярных
направлениях. Точность установки координат ±0,05 мм.
Методика обработки опытных данных и результаты экспериментов
Для принятой модели процесса применительно к условиям
экспериментов, пренебрегая молекулярным переносом и «турбулентной»
диффузией в продольном направлении и предполагая, что
коэффициент D& остается постоянным по сечению и слабо изменяется по мере
удаления от источника возмущения, имеем:
r=0
где г - внутренний диаметр трубы.

138 Глава третья
Решение уравнения:
C.71)
е =е,
где 6 =в|
^к - корни уравнения Jr1(X,K)=O,
ги - радиус источника возмущения,
Q=T-T0.
На рис.3.20-3.23 представлены распределения температуры
воздуха в поперечном сечении модели. Кривые соответствуют уравнению
C.71) (на каждой кривой —f- = const). 0 - функция 0( 7, х), норми-
иа„
рованная в точке @, х). Из рисунков видно, что экспериментальные
точки удовлетворительно накладываются на теоретические кривые.
Этот результат подтверждает обоснованность принятой расчетной
схемы и позволяет говорить об изотропии в среднем переносных
свойств в пакете витых стержней, характеризуемых эффективным
коэффициентом 2)э.
Эксперименты проводились при различных значениях скорости в
модели. Скорости рассчитывались на основании измерения расходов
рабочего тела и температуры воздуха на входе и выходе модели.
Точность определения скорости, таким образом, достаточна, так
как в экспериментах скорости изменялись в значительном диапазоне,
и, как следует из рис. 3.20-3.23, величина комплекса —т~ при уме-
ренных скоростях (М < 0,5) практически не зависит от абсолютного
значения скорости и разности скорости основного и индикаторного
расходов рабочего тела (в рассмотренных диапазонах изменения).

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
139
I. Четырехлепестковые стержни.
Основные геометрические параметры модели:
с
число стержней 2=151, длина /=100мм, —- = 46.
«ст
На рис. 3.20 приводятся
результаты опытов при скоростях,
соответствующих М < 0,5.
Экспериментальные точки
удовлетворительно накладываются на
теоретическую кривую со
значением комплекса —т" = 0,01. При
изменении числа Рейнольдса в
диапазоне @,7-5-1,8)-104 не
наблюдается зависимости комп-
Д
лекса
Udc
от Re.
В натурных условиях имеет
место течение со значительным
градиентом скорости по длине и
радиусу ТВС. Продольный
градиент скорости создается в модели
за счет достаточно большого
гидравлического сопротивления
пакета при высоких скоростях
течения газа (на выходе из пакета
скорость соответствовала М~0,8-?-1;
в натурной ТВС М=0,3). При
умеренных скоростях
затруднительно смоделировать заметное
изменение скорости по длине ТВС.
Результаты опытов при М«0,8-г-1 (рис. 3.21) показывают, что след
за источником размывается менее интенсивно, чем в экспериментах
при М«0,3-М),6, и профиль температур в большой степени зависит от
соотношения скоростей основного и индикаторного расходов газа.
Рис. 3.20 Распределение температур
по радиусу тепловыделяющей сборки.
Четырехлепестковые стержни, М<0,5

140
Глава третья
Последнее может быть объяснено тем, что при одинаковых -=- с
ростом скорости увеличивается сдвиг по скорости на границе раздела
индикаторного и основного расходов рабочего тела.
Можно отметить некоторое уменьшение эффективного
коэффициента переноса тепла в условиях течения с продольным градиентом
скорости.
II. Двухлепестковые стрежни.
Основные геометрические
параметры модели:
число стержней 2=151;
Z=100 мм, 200 мм, — =13,6.
На рис.3.22, 3.23
представлены распределения
температуры воздуха в поперечном
сечении модели. Из рисунков
видно, что экспериментальные
точки удовлетворительно
накладываются на теоретические кривые
с -^--0,017+0,027.
Эксперименты проводились
при различных значениях
скорости в модели (при натурных
числах Рейнольдса). Скорости
рассчитывались на основании
измерения расходов рабочего тела и
t ф pj iO % температуры воздуха. Точность
Рис. 3.21 Распределение температур определения скорости, таким об-
по радиусу тепловыделяющей сборки.
Четырехлепестковые стержни, Разом' лостаочва, так как в эк-
ЪЛвО,8-1,0 спериментах скорости изменялись
?

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
141
в значительном диапазоне и, как
следует из рис. 3.22-3.23, вели-
А
4.0
чина комплекса
практичес-
ки не зависит от абсолютного
значения скорости и разности
скоростей основного и
индикаторного расходов рабочего тела (в
рассмотренных диапазонах
изменения).
Рассмотрено влияние стыков
секций стержней в ТВС на
характеристики переноса тепла.
На рис. 3.22 приводятся
результаты опытов на сборке с
длиной стержней 200 мм.
Экспериментальные точки
удовлетворительно накладываются на
теоретическую кривую со значением
0.1 о,г
0,5 0,6 0,7 0,6 0,9 4,0
комплекса
UdB
~ 0,02. В преде-
Рис. 3.22 Распределение температур
лах точности эксперимента в ди- по радиусу тепловыделяющей сборки.
Двухлепестковые стержни длиной
200 мм
апазоне изменения чисел Рей-
нольдса 0,6-104-*-1,1-104 не
выявлено зависимости комплекса —j- от Re. Результаты опытов на сбор-
ке, состоящей из двух последовательно установленных секций с
длиной стержней по 100 мм, представлены на рис. 3.23. Можно
отметить тенденцию к уменьшению эффективного коэффициента переноса
тепла в сборке из двух секций (экспериментальные точки на рис.
3.23 группируются слева от теоретической кривой). Этот эффект
качественно объясняется тем, что при случайной ориентации попереч-

142
Глава третья
0.1
<М 0,2. 0,3 <Kh 0,5 0,6 0,7 Q,d 0,9
Рис. 3.23 Распределение температур
по радиусу тепловыделяющей сборки.
Двухлепестковые стержни длиной
2x100 мм
ных сечений стержней в месте
стыка секций нарушается
организованное вращение газа вдоль
стержней. Для определения
наиболее вероятного значения без-
Д
размерного параметра
Uda

выполнена статистическая
обработка опытных данных.
Обработаны следующие
эксперименты для 2-лепестковых
стержней:
1. Экспериментальные
данные с соотношением
1 в
X
неразрезном блоке (пакет
стержней длиной 200 мм).
2. Экспериментальные
данные для неразрезного блока
длиной 200 мм с
неравномерным начальным профилем
скорости основного и
индикаторного газа
3. Данные по разрезному
блоку (две секции ТВС длиной по
V
100 мм) с -тГ=1-
В результате статистической обработки определены расхождения
между экспериментальными точками и теоретической кривой, соответ-
ствующей данному значению
Минимум функции, определяющей среднеквадратичное отклонение
экспериментальных точек от теоретической кривой Ф тт|~ L

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 143
Гд1
соответствует наиболее вероятному значению 77Т~ I- Минимуму
построенных функций соответствует значение —^--0,02.
Принятая методика экспериментального определения
эффективных коэффициентов переноса соответствует представленной в данной
главе математической модели для расчета полей температур в ТВС на
основе витых стержней. Полученные в соответствии с этой методикой
экспериментальные данные использовались при прогнозе теплового
состояния ТВС в условиях натурных испытаний.
Разработка конструкции модельных ТВС
Особенности процесса нагрева рабочего тела в
модельной ТВС
Модельные ТВС явились первыми объектами натурных
испытаний узлов ЯРД в реакторе ИГР.
Объектом испытаний первой серии и одним из объектов
экспериментов второй серии был 19-канальный элемент с сотовым
расположением каналов [3.32].
В разработанной схеме канального элемента и при принятой
технологии его изготовления натурные температуры материала твэла и
рабочего тела достигались введением в конструкцию модельного
элемента коллекторов смешения и профилированием концентрации урана по
длине твэла (продольное профилирование тепловыделения). Напомним,
что коллекторы смешения предназначены для выравнивания
возможных неравномерностей температуры рабочего тела по сечению твэла.
Возникновение температурных неравномерностей в системе
параллельных изолированных каналов может быть следствием неодинаковых
гидравлических сопротивлений каналов и различных тепловых нагрузок.
Характерны следующие температурные неравномерности:
неравномерности температуры масштаба расстояния между каналами, связанные с
несовершенством технологии изготовления твэлов (возможны
отклонения геометрических и технологических параметров элемента от соответ-

144 Глава третья
ствующих расчетных значений - отклонения в диаметрах каналов, в
толщинах перемычек между каналами, в концентрации делящегося
вещества и т.п.) и температурные неравномерности масштаба диаметра
твэла, вызванные «выеданием» тепловыделения в блоке и оттоком
тепла в теплоизоляцию. Поэтому за блоками твэлов поля температур,
скоростей и плотностей рабочего тела оказываются неравномерными по
сечению. В коллекторах смешения неравномерности частично или
полностью выравниваются (последнее зависит от масштаба и амплитуды
неравномерностей и эффективности коллектора смешения).
Результаты расчетов, проведенных для модельных элементов с
неорганизованным (без коллекторов смешения) и хорошо
организованным выравниванием температурных неравномерностей (четыре
коллектора смешения), показывают, что рабочее тело (водород)
нагревается, соответственно, до температур 2^=1600 К и Гвых=2360 К.
Полученные в результате расчета изменения средних температур рабочего
тела и стенки канала по длине твэла представлены на рис.3.24.
При определении температуры нагрева рабочего тела в твэле были
приняты следующие предположения:
1. Температура защитного покрытия со стороны основного
материала (графита) с учетом возможных температурных
неравномерностей достигает максимально допустимого из соображений
стойкости покрытия значения, но нигде его не превышает;
2. В коллекторах смешения неравномерность температур уменыпа-
АТ
ется и составляет на входе в последующий блок = 5 % от
Т
подогрева рабочего тела в предыдущем блоке;
3. Тепловыделение постоянно по длине твэла, уровень его
определяется в результате расчета (по данным [3.2, 3.6], на длине
активной зоны модельной ТВС нейтронный поток в реакторе ИГР
изменяется практически линейно с уменьшением значения от
входного сечения ТВС до выходного на -25-5-30% ).
Основными исходными данными для расчета модельной ТВС были:

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
145
2000
1000
/Яо
^
0,2
0,4
0,6
0,8
1.0 I
Рис. 3.24 Изменение температуры рабочего тела (ТТ) и стенки канала A^) по
длине модельной ТВС при постоянном по длине тепловом потоке (q/q0 — 1,0)
Г=320 К,
- температура рабочего тела
на входе в элемент
- допустимая температура
из соображений стойкости
покрытия
- возможная неравномерность
концентрации урана
- точность поддержания
уровня мощности
- длина активной зоны твэла
- гидравлический диаметр канала rf=l,15 мм,
- расстояние между каналами
- толщина защитного покрытия
(карбид ниобия)
- коэффициент теплопроводности
покрытия
- возможные отклонения dr, h
— = 5%,
L—ЪОО мм,
rf=l,15 мм,
Л=1,60 мм,
г=70 мкм,
А,=14 Вт/(м-град),
Adr = Ah =Ad = ±0,04 мм.

146
Глава третья
Для принятой схемы ТВС с канальными твэлами был установлен
оптимальный закон изменения тепловыделения по длине.
Оптимальный в том смысле, что на заданной длине ТВС рабочее тело
нагревается до наибольших температур. Расчеты проводились по той же
методике и с теми же исходными данными, что при установлении
эффективности введения коллекторов смешения. На рис. 3.25 представлен
оптимальный закон изменения тепловыделения qy по длине ТВС и
соответствующее ему изменение средних температур рабочего тела ТТ и
стенки канала ^(на рис. 3.24 приведено изменение тех же
параметров для твэла с постоянным по длине элемента тепловыделением).
Результаты расчета показывают, что введение в конструкцию ТВС
коллекторов смешения и продольного профилирования
тепловыделения позволяют нагреть рабочее тело до температур Т=2640 К (в ТВС с
постоянным по длине тепловыделением при наличии четырех
коллекторов смешения рабочее тело нагревается до температуры Т=2360 К).
Напомним, что продольное профилирование концентрации урана в
ТВС улучшает ее тепловые характеристики, во-первых, потому, что
снижение тепловых потоков на выходе из ТВС при ограниченной
температуре стенки позволяет нагреть рабочее тело до больших температур, и,
во-вторых, потому, что при наличии возможных температурных нерав-
т,к
2000
1000
/ /
У
/
я*
Тег
=====
0,2
0.4
0,6
0,8
1.0
1.0*
Рис. 3.25 Изменение температуры рабочего тела и стенки канала по длине
ТВС при оптимальном законе продольного профилирования тепловыделения

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 147
номерностей, связанных с несовершенством технологии изготовления
твэла, выгодно, когда зона высоких тепловых потоков находится в
области низких температур (последнее объясняется тем, что одинаковые
относительные отклонения параметров твэла от соответствующих
расчетных значений приводят к большим забросам температуры в области
высоких тепловых потоков). Профилирование недостаточно
эффективно, если жестки ограничения для величин тепловых потоков (из
условия термостойкости конструкции) и концентраций урана.
На основании результатов расчета и изучения процесса смешения в
коллекторе, показавших, что для получения высоких температур
рабочего тела в принятой схеме канального элемента и при известных
возможностях технологии его изготовления необходимо введение коллекторов
смешения и продольного профилирования тепловыделения, была
разработана конструкция проточной части ТВС, представленная на рис. 3.26.
Рис. 3.26 Конструкция модельной ТВС
Конструкция проточной части (собственно активная зона ТВС)
представляет сборку из пяти тепловыделяющих блоков (рис. 3.26, позиция
4). Каждый блок - шестигранная графитовая призма с ураном (диаметр
вписанной окружности d = 7,2 мм, высота призмы I = 100 мм),
пронизанная системой параллельных каналов (число каналов - 19,
расположение каналов - сотовое, диаметр канала dr= 1,15 мм, покрытие
каналов - карбид ниобия). Блоки объединяются в ТВС с помощью
графитовых втулок. Конструкция соединительных втулок (рис. 3.26, позиция
5) такова, что при сборке ТВС между любыми двумя блоками
образуется полость, которая является коллектором смешения и предназначена
Для выравнивания по сечению возможных температурных неравномер-
ностей после каждого блока. В приведенной на чертеже конструкции
ТВС коллекторы представляют собой свободные пространства
(расстояние между торцами блока х соответствует x/h = 6,25; ft - расстояние

148 Глава третья
между каналами, h = 1,6 мм; внутренний диаметр соединительной втулки
d = 7 мм). Внутренние поверхности проточной части активной зоны
защищены слоем покрытия из карбида ниобия. Технология нанесения
покрытия на графит из газовой фазы при высокой температуре была
разработана в Центре Келдыша и позволяет получать покрытие
необходимой толщины и качества.
В низкотемпературной части активной зоны ТВС (на входе рабочего
тела в первый блок) имеется сильфонное соединение (рис. 3.26, позиция
2) входной втулки 3 с входным узлом 1 (входной узел соединяет блоки
твэла с трубками подачи рабочего тела). Сильфонное соединение
предназначено для компенсации продольного расширения блоков при нагреве
ТВС, а также создает предварительное усилие поджатия активной зоны
ТВС и сальника. Пространство между втулками заполняется
теплоизоляцией 6 (материал теплоизоляции - пирографит) таким образом, что на
длине активной зоны ТВС до концевой втулки диаметр блоков с
теплоизоляцией становится равным внешнему диаметру соединительных
втулок. Второй слой теплоизоляции (позиция 7) предназначен для
уменьшения утечек тепла от втулок ТВС и одновременно с этим дополнительно
уменьшает утечки тепла от тепловыделяющих блоков. В собранном виде
активная зона ТВС, включающая блоки ТВС, теплоизоляцию и втулки,
помещается в металлический корпус. Корпус ТВС состоит из внутренней
трубы 8 (материал трубы - сталь) и наружной трубы 9 (материал трубы -
алюминий). В зазор между трубами подается охлаждающая вода. С тем,
чтобы уменьшить нагрузки на стенки периферийных каналов блоков, в
полость, образованную внутренней трубой 8, наружной поверхностью
графитовых призм и втулок, сальником 11 и сильфонным узлом 2,
подается нейтральный газ разгрузки. В конструкцию модельной ТВС входит
также специальное устройство для измерения температуры газа на
выходе из сборки - газодинамический термометр, схема и результаты
отработки которого приводятся в главе 4.
Результаты расчетов, рассмотренные в настоящем разделе,
показывают, что в принятой конструкции ТВС с канальными твэлами и
при известных возможностях технологии изготовления надежно могут
быть получены средние температуры рабочего тела на выходе из ТВС
Гвых=2600-2700 К.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 149
Увеличение температуры нагрева водорода до Т-3000 К было
достигнуто в экспериментах на модернизированных ТВС, в которых
использовались карбидные твэлы. Вместо графитовых призм в
конструкцию ТВС были введены витые стержни, технология изготовления
которых из карбидов тугоплавких металлов оказалась более простой,
чем технология изготовления канальных блоков. В специальном
производстве Центра Келдыша было изготовлено свыше 30 модельных
ТВС, которые затем прошли испытания в реакторе ИГР.
Оптимальный гидравлический диаметр канала ТВС
Под оптимальным гидравлическим диаметром канала ТВС
понимается такой, в котором при заданной максимально допустимой
температуре для материала твэла Ттах доп и известных возможных
отклонениях параметров твэла от соответствующих расчетных значений
рабочее тело нагревается до наибольшей температуры.
На рис. 3.3 нанесены зависимости температуры рабочего тела на
выходе из ТВС Твых от гидравлического диаметра канала для четырех
вариантов сборок.
Результаты расчета показывают, что уменьшение диаметра
каналов с rfr=l мм до dr=0,5 мм не дает существенного увеличения
температуры нагрева Твых рабочего тела в ТВС (в варианте I уменьшение
диаметра канала с dr=l мм до dr=0,5 мм приводит к уменьшению
Твых). Это объясняется тем, что одинаковые абсолютные отклонения
геометрических размеров (диаметры каналов dr, расстояние между
каналами й) от соответствующих расчетных значений с уменьшением
абсолютных размеров приводят к большим температурным неравно-
мерностям вследствие увеличения относительных отклонений
Вместе с тем уменьшение dr приводит к дополнительным
трудностям в технологическом процессе изготовления твэлов, к росту
гидравлического сопротивления твэла.
С увеличением диаметра канала, начиная с d=\ мм, для всех
вариантов температура нагрева рабочего тела в твэле уменьшается.

150 Глава третья
Оптимальным для данных условий следует считать dr=0,9-s-l,l мм
(ТВС, изготовленные в Центре Келдыша, имели dp=l,l+l,15 мм).
При одинаковых длине активной зоны и диаметре канала твэла
температуру нагрева рабочего тела возможно повысить, увеличивая
число коллекторов смешения (уменьшается длина блока твэла). Если
в варианте III (dr=l,5 мм) вместо четырех коллекторов смешения
предусмотреть пять (длина блоков /5=100мм), то температура нагрева
рабочего тела в ТВС увеличится до Т=2630 К.
Для каждой схемы ТВС в результате подобного анализа можно
установить оптимальные гидравлический диаметр канала и число
коллекторов смешения (рабочее тело с учетом возможных отклонений
будет нагреваться до максимальной температуры при заданной Ттах доп с
минимальными потерями давления).
Результаты испытаний модельных ТВС в реакторе ИГР,
представленные ниже (глава 4), подтвердили корректность выполненных
расчетных и экспериментальных исследований по обоснованию
конструкции ТВС, а также прогноза теплового состояния ТВС во время
натурных испытаний.
Нейтронная физика реактора ЯРД
Расчет нейтронно-физических характеристик реактора
Реактор ядерного ракетного двигателя должен обладать
минимально возможными - при условии обеспечения управляемой
ядерной реакции деления и должных условий теплосъема - массой и
габаритами. Это - общее требование ко всем агрегатам бортовой
ракетно-космической энергетики. Однако применительно к реакторам
ЯРД и ЯЭУ оно дополнительно усиливается тем обстоятельством,
что размеры реактора прямо влияют на величину массы конструкции
радиационной и тепловой защиты и, следовательно, зависимость массы
ЯРД или ЯЭУ от размеров реактора оказывается более существенной.
Этот фактор имеет следствием необходимость применения высокой
энергонапряженности реактора (измеряемой величиной энергии,
выделяемой в единице объема активной зоны), на несколько порядков

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 151
превышающей аналогичный показатель в стационарных газоохлаж-
даемых реакторах. Еще одним фактором, влияющим на нейтронную
физику реактора ЯРД, является неизбежность использования в
конструкции реактора высокотемпературных и как правило обладающих
высоким сечением захвата нейтронов материалов. Особенностями
космических реакторов являются, кроме того, высокая скорость
переходных процессов и специфические требования к радиационной и
ядерной безопасности на всех этапах эксплуатации. Сочетание
разноречивых требований к реактору ЯРД со стороны нейтронной физики
и теплофизики приводит к необходимости применения в ЯРД
реактора на тепловых или надтепловых нейтронах, то есть такого
реактора, в котором основная часть делений ядер делящегося материала
происходит в результате соударения с нейтронами, снизившими свою
энергию (первоначальную ~2 Мэв) в процессе взаимодействия с
ядрами замедлителя до уровня ~0,025-Ю,4 эв.
Наиболее приемлемым для реакторов ЯРД делящимся материалом
является уран, обогащенный до 90% по изотопу уран-235 (более
высокая степень обогащения приводит к значительному росту стоимости
урана и в реакторной технике почти не используется). Нейтронно-физи-
ческие характеристики его таковы (среднее число нейтронов,
рождающихся в акте деления, Df = 2,5, сечение деления на тепловых нейтронах
of=5801024 см2), что критические размеры реактора обеспечиваются
при величинах загрузки урана, составляющих, в зависимости от уровня
тяги двигателя, единицы или десятки килограммов при приемлемых -
с позиций обеспечения термостойкости и прочности применяемых в твэ-
лах тугоплавких материалов - концентрациях урана.
Физические особенности реакторов ЯРД - малые размеры (и,
следовательно, повышенная доля утечки нейтронов из активной зоны в
процессе замедления и диффузии), гетерогенная структура, наличие
большого числа физически разнородных материалов, широкий
диапазон температур и мощностей, в котором должны быть обеспечены
управляемость и безопасность реактора, - требуют применения наиболее
точных методов расчета, учитывающих тонкие нюансы различных взаи-

152 Глава третья
модействий нейтронов с материалами активной зоны. В ходе развития
программы разработки ЯРД в 50-е - 90-е годы XX века эти методы
непрерывно совершенствовались - от так называемого метода
диффузионного приближения (в двух - или многогрупповых модификациях)
при решении кинетического уравнения миграции нейтронов до метода
Монте-Карло (в котором исследуются судьбы каждого нейтрона от
рождения до гибели) и современных численных методов, ставших
возможными лишь при появлении мощной вычислительной техники ([3.41,
3.42, 3.43] и др.) Конечная точность расчета определяется в основном
степенью знания сечений взаимодействия тепловых нейтронов с
материалами активной зоны и отражателя, а также адекватностью
выбранной для расчета физической модели реактора.
Задачами нейтронно-физических расчетов реактора ЯРД
(физическая схема реактора приведена на рис. 3.27) являются:
- определение критических размеров и оптимальной формы
(соотношения диаметра и высоты) активной зоны реактора или - в
случае заданных, исходя, например, из теплофизических
соображений, размеров и формы - определение критической загрузки в
реактор делящегося материала;
- построение пространственно-энергетического распределения
нейтронов в реакторе, что определяет профиль энерговыделения по
высоте и радиусу активной зоны;
- оценка влияния материалов замедлителя (вода, графит, гидрид
циркония), отражателя (бериллий, окись бериллия),
конструкционных материалов ТВС на критические параметры реактора;
- получение критических характеристик реактора для различных
вариантов числа, величины диаметра и схемы расположения в
активной зоне тепловыделяющих сборок с целью оптимизации
числа и диаметра ТВС;
- определение запаса реактивности реактора и изучение влияния
на реактивность конструкционных особенностей узлов активной
зоны, технологических допусков, посторонних примесей в
составе применяемых материалов и др;
- определение индивидуальной и групповой эффективности
органов системы управления, регулирования и защиты (СУРЗ) реак-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
153
Направление движения
рабочего тела
Рис. 3.27 Физическая схема твердофазного реактора ЯРД:
1 - тепловыделяющие сборки (состав: твэлы, теплоизоляция,
металлический корпус, рабочее тело); 2 - корпус реактора; 3 -
барабаны управления нейтронной мощностью; 4 - боковой отражатель
нейтронов; 5 - металлическая обечайка, разделяющая замедлитель и
отражатель; 6 - замедлитель нейтронов; 7 - торцевой отражатель
тора, в том числе исследование интерференции (взаимовлияния)
поворотных барабанов управления мощностью реактора при
совместной работе, а также искажений, вносимых работой органов
СУРЗ в пространственное (азимутатное и радиальное)
распределение энерговыделения в реакторе;
- определение знака и величины температурного эффекта
реактивности реактора при его разогреве от начальной до рабочей
температуры, а также плотностного эффекта реактивности,
связанного с вводом в каналы реактора водорода, являющегося
дополнительным замедлителем нейтронов;

154 Глава третья
- прогноз изменения реактивности реактора в период
эксплуатации, в том числе исследование влияния на реактивность таких
процессов, как выгорание делящегося материала, отравление и
зашлаковывание, а также диффузионный вынос урана в тракт
рабочего тела;
- исследование пространственных и энергетических характеристик
потоков нейтронов и у-квантов с внешней поверхности реактора
в целях определения исходных данных для проектирования
радиационной и тепловой защиты, а также для расчета
тепловыделения во внешних по отношению к реактору агрегатах
двигателя и космического аппарата;
- анализ некоторых гипотетических аварийных ситуаций,
связанных, в частности, с появлением вокруг реактора значительного
(в пределе - физически бесконечного) слоя воды или
возникновением конкретных неисправностей в работе СУРЗ.
Несмотря на разнообразие задач, решаемых в ходе расчетных ней-
тронно-физическйх исследований реактора, для их выполнения
используются, в основном, одинаковые или близкие расчетные схемы.
Например, требуется определить влияние на реактивность
реактора наличия в конструкционном материале корпусов ТВС
поглощающей примеси X суммарным количеством G кг. В этом случае по
принятой схеме вначале рассчитывается эффективный коэффициент
размножения нейтронов (Лдфф) в активной зоне данного материального
состава и геометрии без учета примеси X, а затем тот же расчет
повторяется, но уже с учетом примеси. Разность А&Эфф=&эффх-&Эфф0 дает
возможность определить в линейном приближении влияние примеси на
реактивность реактора:
dk
эфф
Одним из важных является расчет зависимости к от радиуса
активной зоны и числа тепловыделяющих сборок. По результатам
многократных расчетов с различными Яю и числом ТВС строится
график k^f(R^ л^) - рис. 3.28, дающий основание (наряду с другими
соображениями) для выбора оптимальных R^, «TBC.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
155
37ТВС
1,07]
1,06
1,05
104
/
/
/
20
25 RM, см
18 Лто, СМ
Рис. 3.28 Зависимость
эффективного коэффициента
размножения нейтронов в
реакторе от радиуса активной
зоны и числа ТВС
Рис. 3.29 Зависимость
эффективности торцевого
отражателя нейтронов от
его толщины
Таким же образом определяется влияние на А:^, например,
установки торцевого отражателя нейтронов. На основе расчетов к,, для
разных толщин торцевого отражателя йто строится график
зависимости ^=/(ATO) ~ рис. 3.29, дающий возможность сделать вывод о
целесообразности и эффективности применения торцевого отражателя. Для
реактора двигателя 11Б91 (ИРГИТ) подсчитанное таким образом
максимальное увеличение к .. при постановке одного торцевого отражате-
Эфф
ля составляло 2,5%. Установка второго торцевого отражателя
удвоила бы эту величину, однако применение торцевого отражателя на
«горячей» (предсопловой) части реактора ЯРД оказывается невозможным
по конструктивным соображениям.
Таким же образом рассчитывается эффективность бокового
отражателя, оценивается влияние различных зазоров, технологических
допусков на изготовление деталей, выгорания делящегося материала,
зашлаковывания и др. Что же касается температурного и плотностного эффек-

156 Глава третья
тов, то их оценка требует - в большей мере, чем в других случаях -
применения комбинированной, расчетно-экспериментальной методики,
в соответствии с которой расчеты к реактора при различных
температурах и плотностях рабочего тела дополняются и уточняются
экспериментами по прогреву активной зоны до допустимой (без охлаждения
реактора) температуры с последующей экстраполяцией полученных
данных ва область рабочих температур. Получение достоверных данных о
знаке и величине температурного эффекта реактивности
принципиально важно, поскольку реактор, обладающий отрицательным
суммарным температурным коэффициентом (отдельные части его могут при
этом реагировать на изменение температуры по-разному: например,
увеличение температуры активной зоны может уменьшать
реактивность реактора, а увеличение температуры отражателя - увеличивать),
является легче управляемым и более безопасным.
Экспериментальное исследование нейтронной физики
реактора
Значительное число вопросов нейтронной физики реакторов ЯРД
затруднительно исследовать только расчетным путем. К таковым
относятся особенности физики гетерогенных реакторов с тесной
(определяемой требованиями теплофизики и минимизации
поперечного размера реактора в связи с необходимостью всемерного
уменьшения его массы) решеткой расположения тепловыделяющих сборок,
вопросы оптимизации диаметра ТВС и объемной доли замедлителя
в активной зоне, концентрации урана в твэлах, выбора материала
и толщины отражателя, а также расположения в нем
регулирующих барабанов, распределения энерговыделения по объему
активной зоны и некоторые другие.
С целью изучения этих вопросов в Институте атомной энергии
и в Физико-энергетическом институте был сооружен ряд
физических стендов. Одним из первых стал в 1962 г. стенд ФЭИ ИР-20 с
гетерогенным реактором, замедлителем в котором являлась вода.
На нем были впервые изучены физические параметры реактора ЯРД
минимальной тяги и на основе этих исследований в 1966 г.
разработан аванпроект ЯРД тягой 3,6 т.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
157
С учетом опыта, полученного на стенде ИР-20, в 1968 г. в том же
институте был сооружен физический стенд «Стрела», на котором
установлен реактор, представлявший собой уже достаточно близкую к
реактору ЯРД физическую модель (рис. 3.30). В этой модели, в
частности, использовались твэлы и ТВС натурной геометрии и композиции.
Параллельное проведение расчетов и экспериментальных работ на стенде
позволило получить ряд важных результатов [3.44].
Вначале теоретически определялись расчетные оптимальные
соотношения между геометрическими характеристиками реактора (диаметр
ТВС, объемная доля замедлителя, толщина отражателя) и
концентрацией в твэлах урана. Затем при полученных в первом приближении
•-f Ш
j
с. 3.30 Физическая модель реактора 11Б91-ИР-100 (ИРГИТ) на
стенде «Стрела»

158
Глава третья
геометрических параметрах варьировалась - для нахождения области
оптимальных концентраций - загрузка урана. Одновременно для
различных концентраций рассчитывались критические параметры
реакторов при переменных величинах объемной доли замедлителя и
толщины отражателя. В результате такого комбинированного расчетно-
экспериментального исследования был определен минимальный
диаметр реактора (по отражателю) Dp в зависимости от шага
расположения ТВС L при различных
концентрациях урана Си2Ъ5 и
оптимальной в каждом случае
толщине отражателя (рис.3.31).
Комбинированным методом
изучено и влияние на
эффективный коэффициент размножения
реактора таких характеристик,
как загрузка урана,
расположение ТВС, высота реактора и др.
Экспериментально выбиралось
такое расположение ТВС в
замедлителе, которое обеспечивало
минимальный коэффициент
неравномерности энерговыделения по
радиусу активной зоны, изучалось
влияние угла поворота барабанов
управления на конфигурацию
поля энерговыделения (рис.3.32).
Как видно, поворот отдельных
барабанов заметно искажает
распределение энерговыделения. На
этой основе сделан вывод о
необходимости управления реактором
путем синфазного вращения
максимального числа барабанов (за
исключением взведенных на
предельный угол барабанов
аварийной защиты).
40 45 50 55 L,cm
Рис. 3.31 Расчетно-эксперимен-
шальное обоснование
минимальных размеров реактора ЯРД
Я(г)Щ
\2
1,0
0.S
*¦—?
61
Фбар^О
А
<Рбар=*80О
50
100 R, см
Рис. 3.32 Распределение
энерговыделения по радиусу реактора при
компенсации избыточной
реактивности поворотом барабанов
управления на различные углы

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
159
Экспериментально определялась эффективность барабанов в
зависимости от их диаметра и величины сектора, имеющего поглотитель
нейтронов, показатели интерференции барабанов, изменения
величины реактивности в ходе работы, исследовались температурные
эффекты, влияние на работу реактора его отравления продуктами деления,
оценивались потери, урана (и их влияние на изменение реактивности)
при выносе его в поток рабочего тела, изучалось влияние
технологических отклонений и конструкционных допусков на нейтронно-физи-
ческие характеристики. Показано, в частности, что даже
незначительные
производственно-технологические отклонения могут
приводить к заметным погрешностям
в величинах компенсирующей
способности поворотных
барабаю6
ю5
нов (до ±0,2% ?эфф), значениях
коэффициентов неравномерности
энерговыделения в реакторе по
радиусу и азимутальному углу
(до 6-9%), в общем запасе
реактивности (до 1,3% ?эфф).
Снижение этих погрешностей может
быть достигнуто применением
более строгих технологических
процессов производства твэлов,
деталей замедлителя (гидрид
циркония) и отражателя
(бериллий), а также путем
использования специальных приемов
комплектации нагревных секций ТВС
и сборки реактора, учитывающих
индивидуальные характеристики
(размеры, плотность, содержание
Урана) твэлов и других значимых
в этом плане деталей.
ю3
ю2
10
ю4
ю
о
о
о
•
•
о
О
о
•
•
о
о
<
•
••
6 Е, МэВ
Рис. 3.33 Спектры нейтронов
реактора 11Б91-ИР-100
(ИРГИТ), измеренные на стенде
«Стрела»: о -центральная точка
между реактором и блоком
защиты; • - центральная точка
за блоком защиты

160
Глава третья
10
10'
¦
о *
с
о
О
¦V-.
•. '.
о
о о о
о <
0
0 2 4 в 8 Е,МэБ
Рис. 3.34 Спектры у-квантов реактора 11Б91-ИР-100
(ИРГИТ), измеренные на стенде «Стрела»: • -
центральная точка между реактором и блоком защиты;
о - центральная точка за блоком защиты
Специальный цикл исследований на стенде «Стрела»
осуществлялся с целью изучения характеристик радиационной защиты
двигателя. Результаты этих исследований определяют уровни излучений и
тепловыделения в баках космического аппарата, в приборных отсеках
КА. В интересах этих исследований сотрудниками ФЭИ были
сконструированы детекторы спектрометров нейтронов и у-квантов,
разработаны методы обработки экспериментальных данных, измерены
абсолютные потоки нейтронов и у-квантов из реактора, изучено влияние
на радиационную обстановку угла тени защиты, неоднородностей в
материале конструкции защиты и др. Некоторые результаты этих
исследований приводятся на рис.3.33 и 3.34. Как видно, кратность
ослабления выбранным материалом защиты потока нейтронов равна 150-
160, а потока у-квантов - 20-30.
Таким образом, исследования на критических стендах дают
ценную экспериментальную информацию о характеристиках и
особенностях реактора и потому являются неотъемлемым этапом
разработки ЯРД.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 161
Радиационная и тепловая защита реактора
Ядерные реакторы (в том числе реакторы ЯРД) являются
мощными источниками нейтронов и у-излучения, действующими как в
процессе работы реактора, так и длительное время после его останова.
Уменьшение интенсивности генерируемых реактором потоков
нейтронов и у-квантов на испытательном стенде или в космическом аппарате
достигается путем установки вблизи реактора конструкции
радиационной защиты. Эта же конструкция может выполнять (иногда только
частично) функции и тепловой защиты агрегатов и оборудования,
чувствительных к радиационному перегреву.
Защита реактора может быть полной (ослабляющей излучения
реактора по всем направлениям) или частичной. Реакторы ЯРД,
проходившие испытания в США и в СССР с открытым выхлопом в
атмосферу, имели по необходимости частичную защиту (со стороны выхлопного
сопла реактор не мог быть защищен). Реактор ЯРД на космическом
аппарате также будет иметь частичную защиту - теневую, поскольку
достаточным в этом случае (в связи с отсутствием в космосе рассеянного
во внешней среде излучения) окажется снижение радиационных потоков
в большем ли меньшем телесном угле, где расположено оборудование,
топливные баки и другие требующие защиты системы КА.
Конструкция защиты представляет собой оптимизированный рас-
четно-экспериментальным путем набор из поглощающих нейтроны и
у-кванты материалов (в первом качестве - легких, с большим
содержанием водорода, во втором - металлов, обладающих по возможности
большей удельной массой). В связи с высоким уровнем радиационного
тепловыделения конструкцию защиты приходится как правило
выполнять охлаждаемой.
Учитывая, что масса защиты составляет весьма значительную часть
общей массы двигателя или энергоустановки (иногда - до 30-40%),
понятно стремление конструкторов эту инертную, не участвующую
непосредственно в функционировании установки массу максимально
уменьшить. Такое стремление приводит, в частности, к появлению
кажущихся экзотичными компоновок космических аппаратов с ЯРД и ЯЭУ,
в которых источники энергии располагаются на максимальном
удалении от других агрегатов и систем КА (при этом достигается двойная
цель: уменьшается величина необходимого телесного угла
радиационной тени, а значит, и масса конструкции защиты, и увеличивается
расстояние от источника излучений до других частей КА, что не менее

162 Глава третья
важно, поскольку мощность излучений от точечного источника обратно
пропорциональна квадрату расстояния от него). Из сказанного следует,
что хотя конструкция защиты традиционно является частью двигателя
или энергетической установки, ее характеристики в преобладающей
степени определяются не этими системами, а обликом и компоновкой всего
космического аппарата. Таким образом, эта часть ЯРД и ЯЭУ может
быть сконструирована лишь в увязке с конструкцией всего КА.
Исходными данными для проектирования радиационной защиты
являются, с одной стороны, расчетные или экспериментально определенные
потоки нейтронов и у-квантов с поверхности реактора, а с другой -
заданные проектантами КА максимально допустимые значения этих
характеристик на внешней (по отношению к реактору) поверхности защиты.
Как указано выше, конструкция радиационной защиты включает
два компонента: тяжелый (от у-квантов) и легкий (от нейтронов). На
практике в конструкцию защиты приходится вводить еще и третий,
так называемый блокирующий компонент из материала, интенсивно
поглощающего тепловые нейтроны. Его назначение - предотвратить
(или, по меньшей мере, предельно снизить) переход тепловых
нейтронов в тяжелую и легкую защиту, где они, поглощаясь ядрами
материала защиты, рождают мощные потоки вторичных, так называемых
захватных у-квантов. С учетом этого обстоятельства конструкция
слоистой теневой защиты ЯРД или ЯЭУ может, например, включать:
- блокирующий слой толщиной 1 см из карбида бора (В4С);
- слой тяжелой защиты толщиной 9 см из стали Х18Н10Т;
- блокирующий слой толщиной 1 см из карбида бора;
- слой легкой защиты толщиной 24 см из гидрида лития (LiH).
Такая защита (суммарной толщиной 35 см) снижает потоки
нейтронов и у-квантов на ~4 порядка. Масса ее конструкции составляет
несколько сот килограммов и зависит, как указывалось, от
конкретных условий компоновки космического аппарата.
Набор материалов для конструирования радиационной защиты
достаточно широк (американские конструкторы использовали, например, в
качестве материала тяжелой защиты естественный уран, обедненный
изотопом U235). Существуют варианты гомогенизированной защиты (в ней
функции блокирующего, тяжелого и легкого компонентов соединены).
Организация охлаждения конструкции радиационной защиты не представляет
больших сложностей, поскольку теплоотвод необходимо обеспечивать лишь
от ее сравнительно небольшого по толщине и массе внутреннего слоя.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 163
Ядерные энергетические установки на основе
твердофазных реакторов
Общие вопросы построения схем установок, состав
узлов и систем ЯЭДУ
Потребности повышения уровня электрической мощности и
длительности функционирования систем на борту космических объектов
сделали необходимым создание энергетических установок с
использованием ядерной и солнечной энергии. Рассматриваются два главных
направления создания таких установок: с безмашинным и с
машинным преобразованием энергии.
Первое направление представлено основными в настоящее время в
бортовой энергетике солнечными установками с фотоэлектрическими
преобразователями и созданными в единичных экземплярах ядерными
установками с термоэлектрическим и термоэмиссионным преобразованием
энергии. Для этих установок главной проблемой остается достижение
необходимого ресурса, но они реально существуют и имеют
значительные возможности совершенствования. В частности, для установок с
фотоэлектрическими преобразователями предполагается существенно
уменьшить деградацию свойств материалов собственно преобразователей
введением в конструкцию специальных экранов или концентраторов
излучения с целью улучшения теплового режима и защиты (частичной или
полной) от прямого радиационного и корпускулярного воздействия. Для
термоэмиссионных ЯЭУ увеличение ресурса принципиально возможно
при размещении преобразователей вне активной зоны реактора.
Имеются основания считать, что ресурс энергетической установки
может быть существенно увеличен при переходе к системам с
машинным преобразованием энергии - там возможно резервирование
значительного числа узлов установки. Представляется, что для получения
электрических мощностей на переменном токе около 25 кВт и выше
этот тип установок может быть более простым и легким.
Источниками энергии в установке с машинным преобразованием
могут служить ядерный реактор или система с использованием кон-
Центраторов солнечной энергии. Системы преобразования для столь

164 Глава третья
различных источников энергии при заданном уровне мощности могут
быть, однако, близкими по составу агрегатов и узлов и их основным
параметрам. Основу систем преобразования составляют замкнутые по
теплоносителю контуры, включающие турбокомпрессоры, генераторы,
различного типа компактные теплообменники, вентиляторы и т.п.
Системы должны обеспечивать значительное число пусков и остановов
при достаточно продолжительном ресурсе работы.
Для первых однорежимных энергетических установок с
ограниченным ресурсом источником энергии может служить прототип
реактора ЯРД - реактор ИРГИТ, описанный выше.
Для решения ряда задач (пилотируемые экспедиции к Луне,
Марсу и т.д.) на борту космического аппарата необходимо иметь
энергетическую систему, с помощью которой можно реализовать как
двигательный режим, так и энергетические режимы различной мощности. В
этих случаях большой интерес представляют ядерные
энергодвигательные установки, которые используют единый реактор для обеспечения
двигательного и энергетических режимов. Такие установки, по
расчетам, должны обладать высоким массовым совершенством и
минимальными габаритами. Рассматриваются двухрежимная установка, в
которой реализуются двигательный и энергетический режимы работы
(последний предназначен для обеспечения энергетических потребностей
космических аппаратов и имеет электрическую мощность десятки
киловатт; энергия вырабатывается в замкнутом контуре) и трехрежим-
ная установка, которая, кроме отмеченных выше режимов,
обеспечивает получение больших электрических мощностей в открытом цикле.
В ходе анализа возможных технических решений по двухрежим-
ной и трехрежимной ЯЭДУ выявлены значительные принципиальные
трудности, главными из которых являются сложность построения схемы
и конструкции многорежимной ЯЭДУ и проблема обеспечения ресурса
практически по всем системам, узлам и элементам конструкции. При
анализе схем ЯЭДУ предполагалось, что для преобразования тепловой
энергии в электрическую применяется газотурбинный цикл. Если в
качестве рабочего тела в реакторном контуре на энергетическом
режиме используется смесь гелий-ксенон (оптимальное рабочее тело
замкнутых контуров при умеренных мощностях), то для реакторов типа

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 165
ИРГИТ возникают трудности с сохранением свойств гидрида
циркония (используется как наиболее эффективный замедлитель),
теряющего с течением времени водород. Для обеспечения стабильности свойств
материала замедлителя необходимы либо специальное покрытие,
обеспечивающее необходимую защиту от выхода водорода, либо
рассмотрение схемы .установки, отличающейся от известных тем, что система
охлаждения корпуса - отражателя - замедлителя на всех режимах
одинакова, выполнена в форме замкнутого контура и использует в
качестве рабочего тела водород (на режиме малой электрической
мощности проток теплоносителя через ТВС отсутствует). В последней
схеме, кроме принципиальных сложностей, связанных с выбором
конструкционных материалов контура, стойких в предполагаемой среде,
возникает необходимость введения в схему водородного компрессора и
дополнительного рекуперативного теплообменника для реализации
двигательного режима.
Вследствие особенностей двигательного режима (допустимы
достаточно большие значения чисел Рейнольдса и высокие
температурные напоры) дополнительный теплообменник может оказаться
компактным с умеренной массой: при мощности около 3 МВт и
температурном напоре примерно 150 градусов потребная поверхность
теплообмена составит около 6 м2 и масса теплообменника при толщине
стального листа 1 мм будет равна примерно 50 кг. Расчетные оценки
свидетельствуют также о возможности создания для водородного контура
компактного вентилятора.
В проработках ЯЭДУ рассматривались и схемы с протоком
рабочего тела через ТВС на энергетических режимах малой мощности. При
очевидной сложности создания герметичного запирающего устройства
сопла в этой схеме появляются возможности обеспечения более
надежного охлаждения корпуса тепловыделяющей сборки, снижения
температуры материала твэлов, расширения диапазона величин параметров
рабочего тела перед турбиной.
Для такой схемы на режиме малой мощности при использовании
в качестве рабочего тела цикла в реакторном контуре смеси гелий -
ксенон недостатками являются: возможная активация контура;
увеличение давления в контуре - примерно в три раза по сравнению с

166 Глава третья
вариантом использования водорода; необходимость защиты гидрида
циркония от потери водорода; потребность в дополнительном рабочем
теле для управления космическим аппаратом; усложнения в
реализации трех режимов.
Из отмеченных недостатков только последний сохранится в этой
схеме установки при использовании в качестве рабочего тела в
реакторном контуре водорода. Но в таком варианте появится
дополнительный контур с рекуперативным теплообменником и компрессором для
обеспечения циркуляции водорода.
Особенностью замкнутых газотурбинных контуров ЯЭДУ
является то, что для них необходимо иметь:
- высокое гидродинамическое совершенство трактов (Ар/р«0,03);
- малые удельные массы рекуперативных теплообменников при
умеренных температурных напорах (десятки градусов);
- высокие значения коэффициентов полезного действия агрегатов,
входящих в состав контуров, - для компрессора, турбины,
генератора ri , w, не ниже 0,80; 0,85; 0,90 соответственно.
Эти особенности являются одновременно и основными
проблемами создания замкнутых газотурбинных контуров. В настоящее время
предприятия-разработчики считают реальным достижение упомянутых
кпд: Г|к=0,80, Г|т=0,85, Г|г=0,9. Значения кпд турбины и компрессора
существенно зависят от уровня давления и с его ростом уменьшаются.
В Центре Келдыша совместно с рядом предприятий разработан
турбокомпрессор-генератор на электрическую мощность 10 кВт. Он
прошел серию отработочных испытаний. В конструкции агрегата
используются газодинамические подшипники.
Что касается теплообменников, то наиболее полно отвечает
предъявляемым к узлам ЯЭДУ повышенным требованиям по массога-
баритным характеристикам, надежности, технологичности и т.п.
конструктивный тип пластинчатого теплообменника со схемой
«противотока» для теплоносителей и с теплообменными поверхностями
специальной формы (его описание и характеристики приводятся ниже).
Отметим также, что в настоящее время ни одна из
конструктивных схем существующих и проектируемых
холодильников-излучателей (ХИ) не обладает преимуществами, позволяющими выделить ее

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 167
как наиболее перспективную применительно к ЭУ всех типов. Наряду
с работами по улучшению характеристик ХИ существующих схем
(уменьшение массы противометеоритной защиты трубчато-ребристых
ХИ, конструктивное совершенствование ХИ на тепловых трубах)
целесообразно продолжить исследование рабочих процессов ХИ новых
схем (капельных и др.; вопросы разработки капельного
холодильника-излучателя рассматриваются ниже).
При разработке турбонасосного агрегата (ТНА) и сопла для ЯРД
и ЯЭДУ решаются проблемы, близкие к тем, что уже преодолены при
создании соответствующих узлов и агрегатов ЖРД. Опыт создания
сопел реактивных двигателей обобщен в [3.45] и др.
По программе разработки ЯРД в КБ Химавтоматики были созданы
ТНА для системы подачи водорода и укороченные сопла двигателя, успешно
прошедшие испытания: ТНА на ресурс, сопло в составе реактора ЯРД.
Алгоритмы управления и защиты ЯРД и ЯЭДУ практически не
отличаются от соответствующих систем длительно
эксплуатирующихся наземных стационарных и транспортных ядерных
энергетических установок.
Система управления должна поддерживать оптимальный режим
работы по температуре рабочего тела. Двигатель имеет два
регулируемых параметра - расход и температуру рабочего тела и два
регулирующих фактора - мощность реактора и давление рабочего тела. Для
ЯРД реализация обычного алгоритма затрудняется специальными
требованиями к запуску (кратковременный запуск - единицы секунд) и
трудностью измерения среднемассовой температуры рабочего тела.
При создании ЯРД КБ Химавтоматики совместно с Физико-
энергетическим институтом, Институтом проблем управления и НИИ
приборостроения разработали систему управления, регулирования
и защиты, которая успешно прошла испытания в составе
реактора ИРГИТ. Срабатывание аварийной защиты могло проходить по
схеме «два из трех» на уставках по допустимым значениям
температуры и давления рабочего тела.
При работе в космосе энергетической установки с открытым
выхлопом в окрестности космического аппарата образуется
атмосфера выхлопных газов, уровень давления которых в разных точ-

168 Глава третья
ках пространства будет зависеть от расхода рабочих тел, формы
сопла и его расположения относительно поверхности аппарата.
Определив требования к допустимым параметрам атмосферы в
окрестности К А конкретных размеров и формы, можно
соответствующим выбором величины расхода рабочего тела, формы и
положения сопла их удовлетворить.
В энергетических установках с машинным преобразованием
энергии принципиальным становится обеспечение необходимых
условий по снижению до приемлемого уровня вибраций, возникающих
из-за наличия в таких установках узлов с подвижными и
вращающимися деталями. Из-за непредвиденных и недопустимых частоты
и амплитуды вибраций возможны отказы и разрушения систем. На
этапе проектирования и настройки агрегатов должны быть
приняты меры, обеспечивающие необходимое виброгашение. Кроме того,
в конструкцию могут включаться специальные виброзащитные
устройства и системы. В общем случае необходимы балансировка
движущихся деталей и узлов, конструкционное демпфирование,
виброизоляция, использование средств и систем динамического
гашения колебаний и т.д. В каждом конкретном случае набор способов
и средств может быть различным. В настоящее время накоплен
значительный опыт по обеспечению работоспособности механизмов
и машин, в которых возможно возникновение вибраций [3.46].
Применительно к ЯЭДУ существует сложная связь между кпд
агрегатов, электрической мощностью, уровнями давления и
температуры рабочего тела в контурах, необходимой поверхностью ХИ.
Только в результате компромиссных решений при выборе характеристик
агрегатов и узлов можно осуществить замыкание энергетического
баланса контуров. В частности, если это возможно, целесообразно
выделить в циклограммах работы ЯЭДУ на режиме малой мощности
непродолжительные по времени пики мощности и рассмотреть
возможность их реализации с помощью различного типа аккумуляторов.
Тогда потребная мощность ЯЭДУ на таком режиме будет ниже, что при
наличии ограничений по площади холодильника-излучателя позволит
допустить несколько меньшие значения кпд агрегатов и,
соответственно, более высокий уровень давления в контурах.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 169
Пластинчатые теплообменники
В ядерных энергодвигательных установках проблему
компактности конструкции и минимизации массогабаритных характеристик
решают высокоэффективные теплообменные аппараты. Их роль
особенно велика в связи с тем, что для получения высоких кпд рабочего
цикла, реализуемого в замкнутом контуре, в теплообменниках
используются сравнительно малые температурные напоры, обусловливающие
необходимость либо увеличенной площади теплообменной
поверхности, либо интенсификации теплообмена и, таким образом, более
рационального использования поверхности меньшей площади. В замкнутом
контуре ЯЭУ или ЯЭДУ необходимо, кроме того, иметь в
теплообменниках малые потери давления. Минимизация площади теплообмена и
потерь давления достигается оптимизацией геометрических и теплооб-
менных характеристик каналов для протока теплоносителей в
теплообменнике [3.47, 3.48, 3.49].
Общей тенденцией совершенствования компактных
теплообменников является уменьшение гидравлического диаметра каналов для
протока теплоносителей. Эту тенденцию подтверждают результаты
выполненного в Центре Келдыша анализа характеристик
поверхностей теплообмена известных компактных теплообменников. При
заданных расходных и теплофизических характеристиках теплоносителей,
тепловой мощности теплообменника, температурном напоре между
теплоносителями и допустимой величине потерь давления в трактах
теплоносителей минимум площади поверхности теплообмена
соответствует минимуму значения комплекса (?/St3I/2 (? - коэффициент
гидравлического сопротивления тракта теплоносителя, St - число Станто-
на), который может, таким образом, служить критерием теплогид-
равлической эффективности поверхностей теплообмена. Для
уменьшения площади поверхности теплообмена целесообразно применять
конструкции, обеспечивающие работу в диапазоне возможно
меньших значений числа Рейнольдса и использовать принцип
поперечного обтекания элементов поверхности теплообмена (для всех
известных и экспериментально обследованных поверхностей
теплообмена минимум критерия (?/St3I/2 соответствует минимально
реализованному числу Re, см. рис.3.7).

170 Глава третья
Снижение числа Re при заданных величинах потерь давления
наиболее просто обеспечивается путем уменьшения гидравлического
диаметра трактов теплоносителей. При этом одновременно
достигаются две цели: уменьшается площадь поверхности теплообмена (и,
соответственно, ее масса) и увеличивается плотность размещения этой
поверхности в единице объема теплообменника, то есть обеспечивается
компактность последнего.
В Центре Келдыша разработана конструкция противоточного
пластинчатого теплообменника из профилированных штамповкой листов.
Выштамповки на листах располагаются в порядке, позволяющем
создавать в канале между двумя соседними листами условия течения
теплоносителя, приближающиеся к поперечному обтеканию пучка труб.
Профильные листы с трапецеидальными выштамповками, а
также профильные листы с непрерывными гофрами имеют высокие тепло-
гидравлические характеристики при хорошей технологичности
теплообменников на их основе. При разработке конструкции компактного
теплообменника был выбран вариант противоточного пластинчатого
теплообменника из профилированных перекрестно-гофрированных
листов и листов с прерывистыми гофрами (рис. 3.35). Прерывистые
гофры соседних листов имеют точечный контакт друг с другом,
пересекаясь в плане под углом, и образуют в щелевом межлистовом канале
систему крестообразных в плане турбулизаторов, размещенных в
шахматном или коридорном порядке.
В отличие от профильных листов с непрерывными гофрами
(рис.3.356) листы последнего типа (рис.3.35а) имеют в пределах
каждого элементарного фрагмента короткие выпуклые и вогнутые гофры,
направленные под углом друг к другу и поэтому равнопрочны на
растяжение и сжатие по всем направлениям в плоскости листа, чем
обеспечивается постоянство формы проточного межлистового тракта в условиях
большой разницы давлений теплоносителя с двух сторон листа.
Описанные формы профильного листа позволяют изготавливать
их с помощью простого штампа. Сердечник теплообменника
формируется из листов нержавеющей стали толщиной 0,2-0,25 мм.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
171
Б-Б
Рис. 3.35 Конструктивная форма пластин теплообменника
В Центре Келдыша изготовлены цельносварные и
паяно-сварные теплообменники из листов. Удельная площадь теплообмен-
ной поверхности на единицу объема тракта теплоносителя в
изготовленных теплообменниках составляет 1500 м2/м3, что
соответствует уровню высокой компактности даже для
пластинчато-ребристых теплообменников.

172
Глава третья
Отработка схем формообразования и получение выбранных
профилей выполнены на тонкостенных прямоугольных пластинах
толщиной 0,2 мм (материал - нержавеющая сталь). Максимальные
размеры пластин - 320x460 мм. По периметру пластины расположена
плоская окантовка размером 10 мм. Шевронный рисунок образован
гофрами глубиной 0,6 мм, расположенными в виде «елки» с вершиной
в середине длинной стороны прямоугольника (рис. 3.36).
Рис. 3.36 Пластины теплообменника
К пластинам теплообменника предъявляются повышенные
требования по чистоте и качеству поверхности и плоскостности окантовки
после формообразования.
Пластины должны быть изготовлены из фольги с шероховатостью
поверхности не более 0,080 мкм на базовой длине 0,25 мм с
допустимыми отдельными мелкими царапинами и прочими дефектами глубиной не
более 0,025 мм. Теплообменник состоит из отштампованных пластин,
на поле каждой из которых имеются 4 отверстия, попарно смещенных к
противоположным кромкам пластины. Пластины попарно соединены по
периметру контактной роликовой сваркой (секция) и затем объединены
в неразъемный пакет паяными швами по замкнутым контурам вокруг
отверстий в пластинах. Сборка пакетов представлена на рис. 3.37.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
173
Рис. 3.37 Секции теплообменника (сборки пакетов)
Пакет ограничен двумя плоскими пластинами, которые
свариваются по периметру при объединении пакетов. Пакеты пластин
размещаются в корпусе. Граничные плоские пластины крайних пакетов
приварены к крышкам корпуса. Полости в пакете, образованные
межпластинными объемами, сообщающимися между собой через отверстия в
пластинах, служат коллекторами для подвода одного теплоносителя в
щелевые каналы между сваренными по периметру рельефными
пластинами и для отвода этого теплоносителя из таких же каналов.
Коллекторы второго теплоносителя образованы стенками корпуса.
Полости горячего и холодного теплоносителей должны быть
герметично изолированы от окружающей среды и одна от другой.
Для пайки используется сборочно-паяльная оснастка,
фиксирующая набор пластин в процессе пайки. Пайка производится в печах
сопротивления в герметичных контейнерах в среде аргона. Давление
на сборку при пайке обеспечивается за счет разницы давления между
атмосферой печи и в полости контейнера.
На 3.38 представлен теплообменник на испытательной установке.

174
Глава третья
If шттА
Рис. 3.38 Теплообменник в боксе экспериментальной установки

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
175
Nu,?
10,0
5,0
1,0
0,5 ¦
0,1
111
III
III
III
III
III
III
I4-I
II
II
I I I I
I I I I
I I I I
II I I
I I I I
I I I I
I I I I
I I I I
i i i i ¦
... — !
T
1
1
1
1
1
1
-,
Mil
ГГГГГ1
111 I
I
I
I
I
I
-,
-1
"""[ —
T
1
t
1
1
—\--
1
1
1
c-
-1 1 1 — h-
-i--r-i-r
r r-i i-
-t--»--»-н
-r-
T
I -
1
1
1
Nu.
1 I 1
1 1 1
LLL.
1 1 1
ггг<
LLIJ
1 1 1
1 1 1
1 1 1
П
Ы
1 1
Ti
1 1
1 1
M
i i
i i
100 500 1000
Рис. 3.39 Теплогидравлические характеристики теплообменника
Тепловые и гидравлические характеристики одного из
изготовленных теплообменников представлены на рис. 3.39 [3.47, 3.50].
Обследована область режимов, характерных для замкнутых контуров
ЯЭУ (Re<1000), область, для которой нет надежных
экспериментальных данных. Теплообменники такого типа использованы при
создании замкнутого контура стендовой энергетической установки с
машинным преобразованием энергии.
Капельный холодильник-излучатель
Для получения приемлемых коэффициентов полезного действия
при преобразовании тепловой энергии в электрическую в
энергетических установках с замкнутым контуром необходим отвод тепла
вовне из низкотемпературной части цикла. Энергоотвод в космос
осуществляется излучением с помощью устройств, называемых
холодильниками-излучателями .

176 Глава третья
Одним из наиболее важных требований к
холодильнику-излучателю является его долговременная надежность в условиях
метеоритной опасности. Этому требованию в полной мере соответствует
концепция использования для энергоотвода радиационно охлаждаемых
потоков монодисперсных капель. В простейшем случае капельный
холодильник-излучатель (КХИ) состоит из генератора и заборника
капельного потока. С помощью генератора осуществляется
формирование потока монодисперсных капель горячего теплоносителя. На пути
движения капель от генератора к заборнику происходит охлаждение
рабочего тела. Холодный теплоноситель собирается в гидросборнике и
направляется далее в рабочий контур. Преимуществами капельного
холодильника-излучателя являются неуязвимость к метеорному
пробою, минимальное тепловое сопротивление между теплоносителем и
излучающей поверхностью, низкая удельная масса.
Разработанные методы расчета подобных систем позволяют
сделать вывод, что капельный холодильник-излучатель в широком
диапазоне рабочих температур (от 300 до 900 К) за счет лучшего
развития поверхности теплообмена и отсутствия необходимости ее
бронирования в несколько раз превосходит по удельным характеристикам
теплообменники, выполненные по стандартным технологиям (выигрыш в
массе зависит от мощности и типа энергетической установки) [3.51,
3.52,3.53].
Возможность потенциального выигрыша в массе и объеме
энергетических установок космического назначения, которую обещает
использование капельного холодильника-излучателя, сделала
необходимым решение ряда проблем, которые стоят на пути практической
реализации такой системы и требуют детальной теоретической и
экспериментальной проработки. К ним относятся:
- создание конструкции, обеспечивающей генерацию потока
монодисперсных капель жидкости с малой (менее 2') угловой
расходимостью;
- организация сбора капель в коллекторе, исключающая потери
теплоносителя;
- обеспечение радиационного отвода тепла от капельного потока в
условиях микрогравитации и глубокого вакуума;

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 177
- выбор рабочего тела для КХИ, исходя из требования
минимальных потерь при длительной эксплуатации установки.
Современное состояние исследований указанных проблем
позволяет создать экспериментальный модуль капельного
холодильника-излучателя и провести его испытания в условиях
микрогравитации и глубокого вакуума с целью подтверждения практической
реализации концепции.
Качество потока капель в значительной степени определяется
качеством фильеры генератора - решетки с отверстиями, близкими по
размеру к диаметру генерируемых капель.
Фильеры модельных генераторов капель представляют собой
диски диаметром 36 мм и толщиной 2-5 мм. Спроектированы и
изготовлены различные варианты пластин генератора монодисперсных капель:
с одним центральным отверстием, семью отверстиями с межцентровым
расстоянием 4 мм и тринадцатью отверстиями с шагом 2 мм,
расположенными на одной линии, а также фильеры с 25, 45 отверстиями с
квадратной решеткой их расположения и некоторые другие. Диаметры
отверстий - 200-350 мкм.
Модуль капельного холодильника-излучателя включает:
- генератор капель с модулятором акустических колебаний;
- пассивный коллектор (заборник), обеспечивающий сбор
капель и транспортировку теплоносителя в емкость для сбора
рабочей жидкости;
- систему подачи рабочего тела.
В Центре Келдыша разработаны и изготовлены генераторы
капель и пассивные заборники.
Изготовленные генераторы капель были испытаны на
экспериментальном стенде, имеющем вытеснительную систему подачи рабочей
жидкости к генератору. Генератор капель представляет собой цилиндр
из нержавеющей стали, с одной стороны которого находится патрубок
для подвода рабочей жидкости, а с другой фильера генератора. В
полости цилиндра перед фильерой генератора размещен источник
колебаний, который питается от генератора звуковых сигналов. Наблюдение
и контроль процессов распада струй на капли, осевой параллельности
Движения капель осуществлялись визуально и с помощью измери-

178
Глава третья
тельной системы, состоящей из
цифровой видеокамеры SONY
DSR-VX 700,
видеопреобразователя Creative Video Blaster RT-
300 и ПЭВМ.
Результаты испытаний
генератора капель показали, что
процесс распада струй на
монодисперсные капли при частоте
вынужденных возмущений
потока рабочей жидкости,
совпадающей с частотой
спонтанного (естественного) распада струй,
имеет стабильный и устойчивый
характер. На рис. 3.40
представлены результаты
испытаний одного из изготовленных
генераторов капель.
Разработаны и изготовлены
также гидросборники, в основу
которых заложен принцип
пассивного сбора капель,
позволяющий получить пленку,
устойчиво (без разрывов)
движущуюся по внутренней поверхности
заборника и транспортирующую
собранный капельный поток к перекачивающему насосу.
Испытания этой конструкции гидросборника показали, что для капельных
потоков, имеющих малую расходимость исходных струй, она
может быть использована при создании модуля КХИ.
Завершающие этапы наземной отработки модуля проводятся в
вакуумной камере специального стенда (рис. 3.41). Вертикальная вакуумная
камера имеет объем -56 м3, ее внутренние размеры: высота - 5,7 м,
диаметр - 3,5 м. Вакуумная камера имеет боковые иллюминаторы на двух
уровнях для наблюдений и съемки процессов и съемную верхнюю крышку,
Рис. 3.40 Распад одиночной струи
на монодисперсные капли при
V = 1м/с, f =800 Гц, d = 0,25 мм

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
179
Рис. 3.41 Стенд с вакуумной камерой для испытаний капельного
холодильника-излучателя

180
Глава третья
на которой монтируются все части установки для испытания модуля КХИ.
При испытаниях поддерживается вакуум 10~5-10~6 мм рт. ст. Длина
пролета капель ~5 м.
В Центре Келдыша разработана конструкция основных узлов
моделей КХИ: генератора капель с модулятором акустических
колебаний и пассивного коллектора (заборника), обеспечивающего сбор
капель и их транспортировку в емкость для сбора теплоносителя.
Для испытаний в условиях микрогравитации и глубокого
вакуума разработаны и изготовлены вакуумные камеры моделей КХИ
(МКХИ), предназначенные для размещения на борту космических
аппаратов, в частности, модуля «Кристалл» орбитальной станции
«Мир». В камеру (рис.3.42) встроены два генератора капель,
коллектор капель и четыре иллюминатора, обеспечивающие видеосъемку
рабочего процесса. Для обеспечения выполнения запусков МКХИ в
автоматическом режиме создана система управления и защиты.
Puc. 3.42 Вакуумная камера модели КХИ для космических
экспериментов

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 181
Проект капельного холодильника-излучателя предполагает
генерацию капель жидкости диаметром 150-350 мкм (жидкость с
низким давлением насыщенного пара) в космическое пространство в
виде слоя, охлаждение капель за счет радиационного излучения
при их движении к заборнику и сбор капель в коллекторе для
замыкания цикла. На все эти процессы существенно влияет
уровень ускорений. В наземных условиях при изучении процессов в
КХИ одновременное воспроизведение или моделирование условий
микрогравитации и глубокого вакуума затруднительны, поэтому
необходим космический эксперимент.
Таким образом, цель космического эксперимента - исследование
рабочего процесса в капельном холодильнике-излучателе в условиях
микрогравитации и глубокого вакуума. Основные задачи - проверка
эффективности работы генератора капель и системы сбора капель. В
этой связи исследовался заборник капель, на поверхности которого
для улавливания капель и их транспортировки к перекачивающему
насосу использовалась тонкая движущаяся пленка штатного рабочего
тела (того же рабочего тела, что идет на формирование потока
монодисперсных капель).
Космический эксперимент проводился на модели капельного
холодильника-излучателя. Модель входит в состав аппаратуры «Пелена-2».
Состав аппаратуры «Пелена-2»:
1) модель капельного холодильник-излучателя;
2) две видеокамеры;
3) автоматическая система управления и защиты;
4) кабельная сеть;
5) датчиковая аппаратура;
6) конструкция общей сборки;
7) средства подсветки;
8) кронштейны крепления подсветки и видеокамер.
Основу модели капельного холодильника-излучателя
составляет вакуумная камера, имеющая суммарную негерметичность не хуже
10 * л-мкм рт.ст./с, в которой воспроизводится рабочий процесс.
Вакуумная камера включает:

182
Глава третья
- блок генераторов капель с системами тепловой стабилизации;
- блок заборника капель с системой тепловой стабилизации и
устройством, обеспечивающим образование пленки на поверхности
заборника;
- конструкцию общей сборки с вауумноплотным объемом;
- иллюминаторы.
В модель капельного холодильника-излучателя входят также
системы хранения и подачи рабочего тела.
Время реализации циклограммы эксперимента - 104 с. Время
обеспечения тепловой стабилизации установки -10 час.
Аппаратура «Пелена-2» разработана и изготовлена Центром
Келдыша с участием Ракетно-космической корпорации «Энергия». При
разработке элементов конструкции аппаратуры были использованы
результаты исследований по созданию потоков монодисперсных
капель, полученные в МЭИ и НИИПМЭ МАИ, и сбору капель (НИИПМЭ
МАИ). Аппаратура «Пелена-2» (рис.3.43) массой 115 кг (без
видеокамер) была доставлена на орбитальный комплекс «Мир» грузовым
кораблем «Прогресс-М» № 252.
Рис. 3.43 Научная аппаратура «Пелена-2»

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
183
ч, Г у
Рис. 3.44 . Командир экипажа С. Залетин проводит видеосъемку
аппаратуры на борту ОС «Мир» (на фото: справа от него МКХИ)
28 мая 2000 г. на орбитальном комплексе «Мир» космонавтами
С. Залетиным и А. Кал ери был выполнен эксперимент на аппаратуре
«Пелена-2» по программе «Мир - целевые эксперименты» (рис.3.44).
Проведено исследование процессов генерации потока монодисперсных
капель, их движения и сбора применительно к созданию капельного
холодильника-излучателя для космической энергетической установки.
Такой эксперимент ставился в мировой практике впервые.
В процессе эксперимента были воспроизведены все основные
элементы, участвующие в организации рабочего процесса в капельном
холодильнике-излучателе:
- рабочее тело и начальный уровень его температуры
(использовалось вакуумное масло ВМ-1С, которое по своим свойствам
обеспечивает необходимые параметры космической энергетической
установки, процесс преобразования энергии в которой построен по
циклу Брайтона; начальная температура 350-400 К);

184 Глава третья
- генераторы капель с системой тепловой стабилизации и
источниками звуковых колебаний в рабочем теле для создания потока
монодисперсных капель, диаметр капель 350 мкм;
- заборник капель с движущейся по его поверхности жидкой
пленкой для улавливания капель и их транспортировки к
перекачивающему насосу.
Начальная температура рабочего тела обеспечивалась его
предварительным нагревом в системе хранения, а также нагревом и тепловой
стабилизацией всех узлов модели: конструкции системы подачи и
хранения рабочего тела (клапаны, трубопроводы, емкости хранения и
др.), блоков генерации и сбора капель и т.д. В условиях невесомости
прогрев жидкости затруднен - в ней работает только механизм
теплопроводности, поэтому при нагреве использовалась система управления
и защиты, обеспечивающая безопасный нагрев жидкости. Система
нагрева и тепловой стабилизации включала 47 индивидуальных
нагревателей общей мощностью -500 Вт и обеспечивала автономное
циклическое включение и отключение каждого нагревателя в заданном
интервале допустимых температур, исключающие перегрев рабочего тела
и конструкции. Время тепловой стабилизации установки на борту
комплекса «Мир» составило одиннадцать часов.
По данным телеметрии в сеансе связи в реальном масштабе
времени и по сообщениям космонавтов, заданная программой эксперимента
циклограмма запуска была выполнена в полном объеме (рис. 3.45).
В последующем сеансе связи была передана в записи информация
с двух видеокамер аппаратуры с комментариями космонавтов. Из этой
информации следует, что все элементы изучавшегося процесса
реализованы. Зарегистрированы поток капель и устойчивая пленка
жидкости на поверхности заборника (рис.3.46а, 3.466 [3.54]).
В результате выполненных исследований, разработок, наземной
отработки и испытаний на орбитальной станции «Мир» модели
капельного холодильника-излучателя получены следующие основные
результаты [3.54]:
1. Обоснованы конструкции генератора капель, обеспечивающего
создание монодисперсного капельного потока (диаметр каналов
изготовленных фильер - 350 мкм, форма сигнала вынужденных
колебаний - меандр, частота ~ 1200 Гц), и пассивного заборни-

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
185
30
9 час 11'38" О"
9 час 12'29"\
ЭКГЗ откр. '
9 час 12W
ЭКГ2 откр
50
100 \9 час 1444"
ЭКГЗ закр'ЭКГ2 закр.
150
Рис. 3.45 Изменение основных параметров рабочего процесса в
аппаратуре «Пелена-2» по данным телеметрии в космическом
эксперименте на борту ОС «Мир» (Рн - давление за насосом; Рвх
давление на входе в насос; Ргк1, Ргк2 - давления на входе в ГК1 и ГК2;
Рпз - давление в коллекторе пленки заборника; Тдт1, Тдт2 -
температуры выходной торцевой стенки емкостей масла АК1 и АК2; Тдт3 -
температура трубопровода на выходе из насоса; Тдт7, Тдт26 -
температуры корпусов ГК1 и ГК2; Тдт4, Тдт5, Тдт6, Тдт25 - температура
масла на входе в коллекторы ускорителя пленки, несущей пленки
заборника, ГК1 и ГК2). На рисунке значения параметров
представлены точками. Линии только формально указывают переход от
одной точки к другой для данного параметра
ка капель, на внутренней наклонной поверхности которого сбор
падающих капель происходит на движущуюся по поверхности
пленку той же жидкости, что и падающие капли.
Оптимизированы материал, качество обработки поверхности, угол наклона
поверхности заборника к потоку капель, форма канала и
условия истечения жидкости, обеспечивающие образование
устойчивой пленки на поверхности заборника.
2. Создана модель капельного холодильника-излучателя для
исследования рабочего процесса в условиях микрогравитации и
глубокого вакуума с соответствующей системой управления и
защиты, обеспечивающей реализацию циклограмм подготовки и

186
Глава третья
г.тмя
капель ГК2
пленка
на стенке
заборника
Рис. 3.466 Космический
эксперимент. Пролет крупных
фрагментов капли, образовавшейся на
ГК1, и струй капель заданного
размера (96 секунда
циклограммы). Изображение с
видеокамеры № 1
Рис. 3.46а Космический
эксперимент. Установившееся течение
пленки рабочего тела на стенке
заборника капель.
Взаимодействие капельных струй
генератора ГК2 с движущейся пленкой
заборника D8-49 секунды
циклограммы). Изображение с
видеокамеры № 2
проведения космического
эксперимента в автоматическом
режиме.
3. В условиях микрогравитации не
отмечено неустойчивости
течения пленки по внутренней
поверхности заборника МКХИ и
нарушения ее сплошности при
взаимодействии с каплями. Полученные данные практически
совпадают с данными наземных исследований и испытаний, что
свидетельствует о слабом влиянии условий микрогравитации на этот
процесс в разработанной конструкции заборника.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 187
4. В эксперименте на борту орбитальной станции «Мир» за
генератором капель с однорядным расположением каналов в фильере
(каналы располагаются в одной плоскости) создавался поток
монодисперсных капель, который не отличался от потока капель,
полученных в земных условиях.
5. За генератором капель с многорядным расположением каналов в
фильере (квадратная решетка размещения каналов) получены
струи капель заданного размера. Однако, при запуске в этом
эксперименте существенно нарушались условия истечения
жидкости из каналов фильеры генератора из-за нерасчетно
медленного роста давления перед генератором, что привело в условиях
невесомости к образованию толстой пленки на поверхности
торца фильеры, которая затрудняла выход струй и приводила при
ее разрушении к образованию крупных капель.
Таким образом, в условиях невесомости и глубокого вакуума
подтверждена правильность разработанной конструкции и
работоспособность пассивного заборника капель с движущейся по его внутренней
поверхности пленкой основного рабочего тела. Оптимизированные в
наземных условиях материал, качество обработки, угол наклона
поверхности заборника, форма канала и условия истечения из
формообразующего пленку канала обеспечивают в условиях микрогравитации
устойчивое течение пленки и сбор падающих на нее капель без
нарушения ее сплошности (отсутствует разбрызгивание). Нормальная
работа генератора капель с однорядной фильерой подтверждает
правильность выбора частоты вынужденных колебаний для создания
монодисперсного потока. Результаты работы генератора капель с многорядной
фильерой показали, что для штатной работы генераторов такого типа
следует уточнить форму выходного торца фильеры, ее материал,
оптимизировать запуск и начальную скорость истечения струй из фильеры.
Решение основных проблем организации рабочего процесса в КХИ
позволит приблизить создание двигательно-энергетических установок
большой мощности (солнечных с машинным преобразованием энергии,
ядерных с машинным и термоэмиссионным преобразованием энергии).
Только холодильники-излучатели с массовыми характеристиками,
аналогичными характеристикам КХИ (при электрической мощности
энергетической установки 10 МВт выигрыш в массе при использовании КХИ
вместо традиционных трубчатых излучателей составляет -90 тонн
[3.53]), позволяют сделать создание таких систем реальным.

188 Глава третья
Подготовка реактора ЯРД к натурным
испытаниям
Производственно-испытательный комплекс [3.29] обеспечивает
сборку узлов и реактора в целом, препарирование средствами
измерений, доработку узлов и регулирующих органов по результатам
промежуточных испытаний, испытания узлов изделия и комплексные
сдаточные испытания реактора с определением полного набора
характеристик, необходимого для прогнозирования теплового состояния
конструкции на возможных режимах работы ЯРД и ЯЭУ.
Комплекс ИТК-54 включает:
- стапель испытаний изделия и основных узлов;
- установку для исследования гидродинамических и тепловых
характеристик узлов изделия;
- производственный участок, позволяющий проводить доработку
деталей и узлов, в частности, из специальных материалов
(бериллий, гидрид циркония и др.);
- сборочный участок;
- участок препарирования изделия средствами измерений;
- установку для тарировки газовых расходомеров;
- установку для поэлементной отработки узлов изделия.
В качестве рабочих тел при испытаниях использовались
газообразные азот, воздух, водород, гелий, аргон, свойства которых
соответствовали специальным требованиям.
Максимальные параметры системы подачи при испытаниях на
модельных режимах следующие:
- расход азота - 15 кг/с, давление подачи - 32 МПа,
- расход воздуха - 40 кг/с, давление подачи - 20 МПа.
Продолжительность испытания - 4 мин.
Объектами экспериментов являются изделия из бериллия,
гидрида циркония и других спецматериалов, поэтому место проведения
испытаний, чистота рабочих тел и система выхлопа удовлетворяют
установленным санитарным требованиям.
Полученные в результате гидродинамических испытаний данные
используются для определения суммарных коэффициентов
гидравлического сопротивления ?х каналов, узлов и блоков.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 189
В результате обработки экспериментальных данных определяется
коэффициент гидравлического сопротивления тракта охлаждения
изделия от одной полости, в которой измеряется давление, до другой
Коэффициент ?' учитывает не только потери энергии на трение,
но также и местные потери.
Представим выражение C.72) в виде
ВХ, ВЫХ: S/
соответственно,
GfRT,
где Рвх. и Рвых/ — соответственно, давление на входе в i-тый мерный
участок и на выходе из него,
dT - гидравлический диаметр,
Ъ, - коэффициент гидравлического сопротивления,
Т. - средняя температура рабочего тела на i-том мерном участке.
В условиях моделирования течения на изделии, имеющем
натурную геометрию и штатные по составу материалов узлы, удобно
квадрат площади F2 ввести в коэффициент гидравлического сопротивления
?*, который в результате этой операции становится размерным
1 Ь j=l/?4 )• Введение коэффициента ?* позволяет отвлечься от
значений расходонапряженности рабочего тела и соответствующих им
значений площади проходного сечения в элементах тракта охлаждения и
оперировать непосредственно величинами расходов G..

190
Глава третья
По той же причине в качестве критерия моделирования можно
использовать вместо числа Re отношение I Tjf J- Одинаковая для
модельных и натурных условий зависимость ^ = /(Re) в данном случае
принимает вид <^*=/ —
На производственно-испытательном комплексе в полном объеме
выполнена отработка и подготовка к натурным испытаниям двух
реакторов - стендовых прототипов реактора ЯРД. На фотографиях
(рис.3.47, 3.48, 3.49) представлены, соответственно, сборка
отражателя и замедлителя реактора, одна из моделей системы охлаждения
реактора в боксе стенда, реактор ИРЗГ'ИТ на стапеле комплекса.
На рис. 3.50, 3.51, 3.52 представлены некоторые характерные
результаты завершающих
испытаний, выполненных на узлах и
собранном реакторе и
предназначенных для обеспечения
контроля состояния системы
охлаждения и прогноза теплового
состояния реактора на режимах
натурных испытаний. На рис. 3.50
приводится диаграмма
гидродинамической настройки системы
охлаждения бокового отражателя
на заданное из условия
надежного охлаждения распределение
расходов рабочего тела (по оси
абсцисс - число доработок блоков
отражателя, состоящего из
двенадцати сегментов). Результаты
определения гидравлических ха-
« о *~ ^ рактеристик блоков отражателя и
Рис. 3.47 Сборка отражателя и
замедлителя реактора ИРГИТ защиты в составе реактора ИРГИТ
представлены на рис. 3.51, 3.52.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
191
Рис. 3.48 Гидравлическая модель реактора в боксе
экспериментальной установки
При гидродинамических испытаниях использовались штатные ТВС
и гидроимитаторы ТВС, с помощью которых воспроизводилась
геометрия соответствующих трактов охлаждения (кольцевые каналы в
блоке защиты, замедлителе и днище). При измерениях использовались
штатные отборы давления в изделии и были введены дополнительные

192
Глава третья
Рис. 3.49 Реактор ИРГИТ на стапеле
производственно-испытательного комплекса

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД
193
измерения в области огневого
днища. Дополнительные
измерения необходимы для получения
в результате исследований
полного набора данных для расчета
распределения давлений и
расхода рабочего тела по тракту
охлаждения аппарата. На
замедлителе, отражателе, корпусе и
блоке защиты наряду с входным и
выходным давлением измерялись
также перепады давления.
Расход рабочего тела определялся с
помощью критического
расходомера, температуры газа
измерялись термопарами.
Полученные на произ-
водствнно-испытательном
комплексе результаты исследования
теплогидравлических характери-
0 1 2 3 4 п
Рис. 3.50 Диаграмма настройки
каналов системы охлаждения
бокового отражателя на заданное
распределение расходов
теплоносителя: 1+12 - номера каналов;
п - число доработок
стик реактора являлись исходными при определении режимов
натурных испытаний реактора и контроля целостности его узлов после ис-
§*. см4
9
8
7
6
5
t
}
А •
•
*
*
•
+ +
•
>•
• - Данные ИТК-54
°1
д
+ - Данные «Байкал-1»
х
So
:•
i
А
••
S
Ьрсо
t
6 7 89 106 2 3 4 5 6 7 8 9107 2 3 4 5 6
Рис. 3.51 Зависимость ?* от G/\i для блока отражателя
G/ц, см

194
Глава третья
V, см-4
•
•
•
ос
•
• - Данные ИТК-54
*|- Данные «Байкал-1»
1
G/\xt см
2 3 4 5 6 7 8 9 1(f 2 3 4 5 6 7 8 9 1q7
Рис. 3.52 Зависимость t* от G/\i для блока торцевой защиты
пытаний. С использованием этих данных был предотвращен
возможный отказ при первых натурных испытаниях реактора ИРГИТ.
Результаты контрольных гидродинамических испытаний,
выполненных после сборки первого реактора ЯРД на стендовом комплексе
«Байкал», по блокам замедлителя и отражателя существенно отличались от
данных, полученных на комплексе Центра Келдыша. В результате
расчетного анализа с использованием данных, полученных на комплексе
ИТК-54, было показано, что выявленное отличие связано с байпасирова-
нием трактов охлаждения блоков замедлителя и отражателя
(значительная часть рабочего тела не поступала в эти тракты, что существенно
ухудшило бы условия их охлаждения). После коррекции сборочной
операции стыковки блоков отражателя и замедлителя с огневым днищем
гидравлические характеристики блоков отражателя и замедлителя
пришли в норму и реактор успешно прошел огневые испытания.
Таким образом, созданный производственно-испытательный
комплекс в полном объеме обеспечивает подготовку реакторов ЯРД к
натурным испытаниям и эксплуатации, разработанные методики
гидродинамических настройки и испытаний обеспечивают контроль состояния
конструкции и системы охлаждения ЯРД на всех этапах его создания.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 195
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 3
3.1. Коновалов В А., Конюхов Г.В. Особенности физики и
теплофизики реактора ИРГИТ. -Атомная энергия, 1992, т. 73, вып. 5.
3.2. Курчатов ИЗ., Доллежаль НА. и др. Импульсный графитовый
реактор ИГР. - Атомная энергия, 1964, т. 17, вып. 6.
3.3. Крамеров АЛ., Шевелев Я.В. Инженерные расчеты ядерных
реакторов. - М.: Энергоиздат, 1984.
3.4. Иевлев В.М., Конюхов Г.В., Борисов А.В. Об одном
приближенном решении задачи переноса тепла в «пористых» системах.
- Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1986, № 5.
3.5. Конюхов Г.В. Особенности теплофизики транспортной
ядерной энергетической установки. - Изв. АН СССР. Энергетика и
транспорт, 1991, № 5.
3.6. Павшук В А., Талызин ВМ. Динамические испытания ТВЭЛов
и ТВС реакторов ЯРД на реконструированном реакторе ИГР:
Тезисы доклада отраслевой юбилейной конференции «Ядерная
энергетика в космосе». - Обнинск: МЭАП, 1990.
3.7. Конюхов Г.В., Петров AM. Экспериментальное определение
коэффициентов переноса за системой параллельных каналов и в
кольцевом канале сложной формы. - Инженерно-физический
журнал, 1988, т. 55, № 6.
3.8. Борисов А.В., Конюхов Г.В., Петров АЛ. Ослабление
местной закрутки газа в канале кольцевого сечения. - Инженерно-
физический журнал, 1985, т. 48, № 4.
3.9. Конюхов Г?„ Петров АЛ., Смирнов ЮТ. К определению
характеристик теплообмена в канале кольцевого сечения со спиральным
оребрением. - Инженерно-физический журнал, 1985, т. 49, № 4.

196 Глава третья
3.10. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. - М.:
Наука, 1978.
3.11. Лыков А.В. Методы решения нелинейных уравнений
нестационарной теплопроводности. - Изв. АН СССР. Энергетика и
транспорт, 1970, № 5.
3.12. Тихонов А.Н., Самарский АЛ. Уравнения математической
физики. - М.: Наука, 1966.
3.13. Гринберг Г Д. Избранные вопросы математической теории
электрических и магнитных явлений. - М.: Изд-воАН СССР, 1948.
3.14. Гухман АЛ. Интенсификация конвективного теплообмена
и проблема сравнительной оценки теплообменных поверхностей.
- Теплоэнергетика, 1977, № 4.
3.15. Chen B.H., Huang W.H. Performance-evaluation criteria for
enhanced heat-transfer surfaces. - Int. Comm. Heat Mass Transfer,
1988, vol. 15, № 1.
3.16. Конюхов Г.В., Петров ЛИ. К определению эффективности
теплообменных поверхностей в условиях конвективного
теплообмена. - Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1990, № 3.
3.17. Кэйс В.М., Лондон АЛ. Компактные теплообменники. -
М.: Энергия, 1967.
3.18. Калинин Э.К., Дрейцер ГЛ., Ярхо С А. Интенсификация
теплообмена в каналах. - М.: Машиностроение, 1972.
3.19. Кирпиков В А*, Орлов BJC., Приходько В.Ф. Создание
компактной поверхности теплообмена на основе идеи внесения в поток
неоднородностей давления. - Теплоэнергетика, 1977, № 4.
3.20. Антуфьев В.М. Эффективность форм конвективных
поверхностей нагрева. - М. - Л.: Энергия, 1966.
3.21. Стасюлявичюс И. и др. Исследование теплоотдачи в
пакете продольно обтекаемых стержней специальной конструкции.
- ИФПТЭ, АН Лит. ССР, 1971.
3.22. Субботин В.И., Ушаков ПА. и др. Гидравлическое
сопротивление узких кольцевых каналов с дистанционирующими
ребрами, навитыми по спирали. - ФЭИ, 1965.
3.23. Конюхов ГЛ., Борисов AJB. и др. Поля температур и
особенности течения в ТВС: Научно-технический отчет / НИИТП, 1972.

Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД 197
3.24. Лендис, Торсен. Трение и характеристики теплообмена в
турбулентном закрученном потоке при наличии поперечных
градиентов температуры. - Теплопередача, 1968, № 1.
3.25. Baines WJD., Peterson E.G. An Investigation of Flow Through
Screens. - Transactions of theASME, 1951, vol. 73, № 5.
3.26. Прудников А.Г. Измерение интенсивности
турбулентности и коэффициента диффузии турбулентного потока
диффузионным методом на срезе трубы: Научно-технический отчет /
НИИТП, 1955.
3.27. Минский ЕМ. Турбулентность руслового потока. - М.:
Гидрометеоиздат, 1952.
3.28. Белогуров А.И., Конюхов Г.В., Рачук B.C. и др. Стендовый
прототип реактора ядерного ракетного двигателя - реактор
ИРГИТ. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические
установки». Серия IV / Центр Келдыша, 1999, вып. I A47).
3.29. Коротеев А.С., Конюхов Г.В. Комплексы и базовые
технологии Центра Келдыша для создания космических ядерных
энергетических установок. - Центр Келдыша, 2000.
3.30. Хинце И.О. Турбулентность. - М„ 1963.
3.31. Трубчиков БЛ. - Труды ЦАГИ, 1938, вып. 372.
3.32. Конюхов Г?., Круглое ГА., Оводова В?. Экспериментальное
исследование процесса в коллекторе смешения и гидравлического
сопротивления твэла ЯРД: Научно-технический отчет / НИИ-1,1964.
3.33. Бетчелор Д. Теория однородной турбулентности. - М„ 1955.
3.34. Krebs L., Bremhoost К., Muller V. - Int. J. Heat Mass Transf.,
1981, vol. 24, № 8.
3.35. Pao B.K., Дей Й. О турбулентных закрученных течениях.
- Ракетная техника и космонавтика, 1978, № 16.
3.36. Скотт, Бартелт. Затухание закрученного течения в
кольцевом канале при вращении жидкости на входе как твердого
тела. - Теоретические основы инженерных расчетов: Труды
ASME. Серия D, 1976, № 1.
3.37. Scott C.J., Rask D.R. Turbulent viscosities for swirling flow in a
stationary annulus. - J. of Fluids Engineering: Transactions of ASME,
1973, vol. 95.

198 Глава третья
3.38. Wattendorf FX.A study of the effect of curvature on fully developed
turbulent flow. - Proceedings of the Roval Society, 1934, vol. 148.
3.39. Адомайтис Й.Э.Й., Конюхов Г.В. и др. Гидродинамика
потока в узких кольцевых каналах с тангенциальной подачей
воздуха. - Труды АН Лит. ССР, серия Б, 1985, т. 4 A49).
3.40. Конюхов Г.В., Петровская В.П. К экспериментальному
исследованию переноса тепла в пакете витых стержней: Научно-
технический отчет / НИИТП, 1968.
3.41. Глесстон С, Эдлунд М. Основы теории ядерных реакторов:
Пер. с англ. - М.: Изд-во иностр. лит., 1954.
3.42. Золотухин В.Г. Решение задач переноса излучения методом
Монте-Карло: Препринт ФЭИ / Обнинск, 1967.
3.43. Марчук Г.И. Методы расчета ядерных реакторов. - М.:
Госатомиздат, 1961.
3.44. Коновалов ВА., Прохоров ЮА. Особенности физики
реакторов ЯРД минимальной тяги. - Статья в сб. «Ракетные
двигатели и энергетические установки». Серия ГУ / Центр Келдыша,
1973, вып. 18, ч. IV.
3.45. Мельников ДА., Пирумов У.Г., Сергиенко АА. Сопла
реактивных двигателей. - Аэромеханика и газовая динамика. - М.:
Наука, 1976.
3.46. Вибрации в технике. - М.: Машиностроение, 1981, т.6.
3.47. Конюхов Г.В., Петров А.И. К обоснованию эффективности
теплообменных устройств. - Первая Российская национальная
конференция по теплообмену, т. VIII: Интенсификация
теплообмена. - Москва, 1994.
3.48. Конюхов Г В., Петров АЛ. К теплообмену в ядерном ракетном
двигателе. - Инженерно-физический журнал, 1994, т. 67, № 1-2.
3.49. Коротеев А.С., Конюхов Г.В. Особенности теплообмена в
транспортных ядерных энергетических установках. - II
Минский Международный форум, т. X, Минск, 1992.
3.50. Конюхов Г?., Петров АЛ. Тепловые и гидравлические
характеристики теплообменников для космической энергетики. - III
Минский Международный форум, т. X: Тепломассообмен в
энергетических устройствах и энергосбережение, часть I, Минск, 1996.

199
3.51. Koroteev A.S., Konjkhov G.V., etc. Development and test of the
droplet radiator experimental model in microgravity and high vacuum.
- Russian-American Symposium on «Science-NASA» program. Marshall
center, Huntsvill, USA, Nov. 1997.
3.52. Конюхов Г.В., Коротеев АА. и др. Моделирование процессов
радиационного теплообмена и массопереноса в теплообменных
устройствах космического назначения на основе капельных
потоков. - Инженерно-физический журнал, 1998, т. 71, № 1.
3.53. Конюхов Г.В., Баушев Б.Н. и др. Капельный холодильник-
излучатель для космических энергетических установок. - ТУ
Минский Международный форум, т. X, Минск, 2000.
3.54. Конюхов Г.В., Коротеев А.С., Семенов Ю.П. и др.
Результаты исследования модели капельного холодильника-излучателя в
условиях микрогравитации и глубокого вакуума на борту
орбитальной станции «Мир» / Центр Келдыша, 2000.

200 Глава четвертая
Глава четвертая
НАТУРНЫЕ ИСПЫТАНИЯ ЯРД
С ТВЕРДОФАЗНЫМ РЕАКТОРОМ
Стендовая база для натурной отработки ЯРД
Под натурными испытаниями ЯРД и их элементов мы понимаем,
как отмечалось выше, комплекс исследований, объединенных одним
общим признаком: натурным, то есть обусловленным реакцией
деления ядер урана, характером тепловыделения. В связи с большой
сложностью проблем, возникающих при организации таких испытаний,
естественно стремление минимизировать объем этих работ, оставить
им, по возможности, лишь проверочную, контрольную функцию,
перенеся основную тяжесть отработки на предшествующие этапы. Тем
не менее именно натурные испытания ЯРД оказываются столь
масштабными и дорогостоящими, что поневоле составляют основную,
определяющую часть в программе отработки двигателя.
Стендовая база для натурных испытаний ЯРД включает (рис. 4.1):
- ядерные реакторы-генераторы нейтронов, в потоке которых
исследуется работоспособность конструкции элементов ЯРД, твэ-
лов, ТВС, датчиков систем измерений и управления, фрагментов
замедлителя, отражателя и др;
- стенд для автономных испытаний реактора ЯРД,
оборудованный системой подачи к объекту испытаний рабочего тела, а
также системами управления, регистрации параметров испытаний,
обеспечения безопасности и др.;
- стенд для комплексных испытаний ЯРД, обеспечивающий
максимальное соответствие режимов работы двигателя условиям его
функционирования в составе космического аппарата.

Натурные испытания ЯРД
201
Испытательная база
Стенд с реактором ИГР
для кратковременных
испытаний ТВС
/
/
/
Стенд с реактором ИВГ
для длительных
одиночных и групповых
испытаний ТВС
Стенд для испытаний
ракетно-космического
блока с ЯРД
Стенд для испытаний
реакторов и двигателей
на жидком водороде
Стенд для испытаний
реакторов ЯРД на
газообразном водороде
Рис. 4.1 Состав базы натурных испытаний ЯРД
Стрелками отмечена технологическая последовательность отработки.
Пунктиром обозначено нереализованное строительство. Е2251 ~
стенды, входящие в состав испытательного комплекса «Байкал».
Технологически замыкает программу наземных испытаний ЯРД
специализированный стенд для комплексной отработки двигателя в
составе ракетно-космического блока.
В ходе разработки ЯРД в СССР была создана и оборудована вся
необходимая для реализации программы стендовая база, за
исключением последней позиции.
Как отмечалось выше, разработка отечественных ЯРД
базировалась, в отличие от соответствующей программы США, на концепции
применения гетерогенных реакторов, что позволило сосредоточить
основной объем натурных испытаний на автономной отработке
ключевого узла реактора ЯРД - тепловыделяющих сборок и других элементов
Двигателя, сокращая тем самым объем дорогостоящих испытаний
реакторов и комплексных испытаний двигателей.

202
Глава четвертая
Стояк центрального канала
Графитовая пробка
Верхняя крышка реактора
Блоки верхнего
отражателя
Неподвижная (наружная) ампула
Неподвижная часть активной зоны
Графитовый экран
Середина активной зоны
а и у II
Подвижная часть активной зоны
Рис. 4.2 Активная зона реактора ИГР с установленной в
центральном экспериментальном канале испытываемой ТВС (на рисунке -
зачернена)
Первым звеном в составе четырех построенных в СССР
испытательных стендов для отработки ЯРД является (хронологически и
технологически) стендовый комплекс с реактором ИГР (рис. 4.2, 4.3 -
[4.1]). Комплекс, созданный в 1958-1961 гг., расположен на
территории советского (ныне - Казахстан) Семипалатинского ядерного
полигона, в 15-20 км от Опытного поля, где в 1949-1963 гг. проводились

Натурные испытания ЯРД
203
Рис. 4.3 Часть стенда испытательного комплекса ИГР,
смонтированная на автоприцепе (трейлере)
наземные и воздушные испытания ядерных боезарядов. В состав
комплекса входят:
- здание с импульсным реактором ИГР (более ранние названия
- ДОУД-3, РВД);
- технологические системы, обеспечивающие подготовку
испытаний, приготовление и подачу к испытуемому объекту рабочего
тела, а также азота, гелия и воды, измерение параметров
испытаний и первичную обработку информации, послепусковое
обслуживание реактора и экспериментального объекта;
- здание, расположенное примерно в 600 метрах от реактора, в
котором расположены пульты управления и сосредоточена
основная часть аппаратуры управления испытаниями;
- вспомогательные технологические и обеспечивающие системы.
Испытания на стендовом комплексе ИГР проводились с
использованием в выхлопной системе промежуточной емкости для временной
выдержки прошедшего через ТВС рабочего тела перед выбросом его в
атмосферу. В зависимости от режима испытаний время выдержки
может варьироваться в пределах от нескольких часов до нескольких
суток, что обеспечивает снижение активности выбрасываемого в
атмосферу газа до допустимых уровней.

204 Глава четвертая
Реактор ИГР (импульсный графитовый реактор - [3.2])
представляет собой гомогенный неохлаждаемый уран-графитовый реактор,
работающий на принципе аккумуляции всей выделяющейся в процессе
одного рабочего цикла тепловой энергии в материале активной зоны.
В промежутках между циклами (обычно они составляют 20-50 и более
часов) активная зона остывает до начальной температуры, после чего
пуск реактора может быть повторен. В реакторах такого типа
физической и конструктивной константой является произведение
величины потока нейтронов на время работы.
Конструкция реактора ИГР обеспечивает в центральном
экспериментальном канале, где устанавливается испытуемая ТВС,
интегральный флюенс нейтронов до 3-Ю16 1/см2, что при требуемом
для испытаний уровне потока A-3I015 1/см2с ограничивает время
единичного испытания в пределах 10-30 с. Несмотря на эти
ограничения, испытания в реакторе ИГР позволяют получать
обширную информацию о работе конструкции ТВС ЯРД как на
стационарном, так и на переходных режимах.
Вторая, третья и четвертая позиции базы, обеспечивающей
испытания ЯРД и его элементов, сосредоточены в составе стендового
комплекса «Байкал» [4.2], расположенного также на Семипалатинском
полигоне в пустынной безлюдной местности, примерно в 40
километрах юго-восточнее комплекса с реактором ИГР (рис. 4.4). В состав
стендового комплекса «Байкал» входят:
- стенд (так называемое первое рабочее место) с реактором ИВГ;
- стенд (второе-А рабочее место), обеспечивающий автономные
испытания на газообразном рабочем теле (водороде) реакторов ЯРД;
- стенд (второе-Б рабочее место) для комплексных испытаний
ЯРД с использованием жидкого водорода, подаваемого в
двигатель собственным турбонасосным агрегатом (оборудование
стенда не завершено);
- центральный пункт управления, в котором сосредоточены
пульты управления испытаниями на всех стендах, аппаратура
управления и регистрации параметров испытаний, дозиметрического
контроля территории и воздушной среды;

Цагпурные испытания ЯРД
205
Условные обозначения
- техническая зона
- подстанции
- жилой поселок
_ объекты вспомогательного
ия значения
Д - водозабор
Рис. 4.4 План-схема стендового комплекса «Байкал» и объектов
инфраструктуры

206 Глава четвертая
- технологические сооружения и системы, обеспечивающие под го-
товку испытаний, газификацию и хранение рабочего тела и
других используемых в испытаниях газов, послепусковое
обслуживание реакторов и двигателей, дистанционную разделку и
контроль фрагментов испытуемых объектов;
- хранилища активного оборудования и могильники для
захоронения высокоактивных отходов;
- транспортно-технологические, энергетические и иные
обеспечивающие испытания системы.
«Байкал» - один из двух имеющихся в мире (второй - в США, в
штате Невада) стендовых комплексов, предназначенных для
натурных испытаний ЯРД и их основных узлов. Специфика района
расположения комплекса обеспечивает возможность испытаний ядерно- и
радиационноопасных изделий, а также возможность проведения работ
с применением больших количеств газообразного и жидкого водорода.
Сооружения и системы стендового комплекса «Байкал»
сосредоточены в двух основных районах.
В центральном населенном пункте полигона - г. Курчатове (Се-
мипалатинск-21) расположены: завод по производству жидкого азота,
пункт водозабора из реки Иртыш и станция водоподготовки,
энергетическое и гаражно-складское хозяйство, объекты производственного,
административного, жилищно-бытового и культурного назначения.
Район основных технологических сооружений находится на
расстоянии 65 км от г. Курчатова и включает:
- площадку технической зоны, где расположен собственно
испытательный комплекс (рис.4.5);
- площадку объектов обеспечивающего назначения, удаленную от
технической зоны на безопасное расстояние C км); здесь
расположены жилищные и бытовые корпуса, ремонтные мастерские,
санпропускник, стройрайон и другие объекты.
Все площадки стендового комплекса связаны асфальтированной
автодорогой, строительство подъездного (от г. Курчатова)
железнодорожного пути не завершено.
В качестве рабочих компонентов на стендовом комплексе
используются газообразный водород, азот, дистиллированная вода. Жидкий
водород поставлялся на испытания с завода в г. Чирчик (Узбекистан) в

Натурные испытания ЯРД
207
, Условные обозначения
> I 1 действующие сооружения
• I I и системы стенда
строящиеся сооружения
и системы (в 1980 г)
==== подземные туннели
магистрали трубопровода
И™ крановые пути
Рис. 4.5 План-схема площадки технической зоны стендового
комплекса «Байкал»:
1 - траншея для захоронения неактивных отходов; 2, 4, 9 -
пожарные резервуары воды; 3 - испытательный корпус; 5 - хранилище
транспортно-технологического оборудования; 6 - хранилище
радиоактивных отходов; 7 - центральный пункт управления; 8 -
вторая очередь строительства центрального пункта управления;
10 - вентиляционный центр; 11 - контрольно-пропускной пункт;
12 - технологический корпус энергосистем; 13 - станция
газификации водорода и азота; 14 - площадка дренажей водорода и азота;
15 - подземные хранилища водорода и азота; 16 - балонная
станция командного и управляющего азота; 17 - емкости метана;
18 - станция газораспределения; 19 - высоконапорные емкости
дистиллата; 20 - подземная емкость дистиллата; 21 - емкости
азота и гелия; 22 - баллоны водорода аварийного охлаждения;
23 - хранилище и станция подготовки жидкого водорода.
железнодорожных цистернах, газификация водорода и азота
производится непосредственно в технической зоне (куда компоненты
доставляются с конечной железнодорожной станции в автомобильных
цистернах). Газообразный водород накапливается в двух подземных (на
глубине около 150 м) сферических емкостях, азот - в одной. Емкости
имеют параметры: объем 900 м3, максимальное давление - 34 МПа.
Планировка испытательной площадки выполнена с промежутками между
сооружениями, обеспечивающими выполнение норм радиационной, по-
жаро- и взрывобезопасности. Основные сооружения соединены
подземными пешеходными и коммуникационными тоннелями. «Чистые» объек-

208
Глава четвертая
Рис. 4.6 Вертикальный разрез главного испытательного корпуса
стендового комплекса «Байкал»:
I - помещение досборки и подготовки к испытаниям ТВС,
реакторов и двигателей; 2, 3 - операторские помещения; 4 - рабочее
место (стенд) для испытаний реакторов; 5, 9 - съемные надреак-
торные сооружения; 6 - рабочее место (стенд) для испытаний
двигателей; 7,10 - подреакторные технологические помещения;
8 - помещения для контрольно-измерительной аппаратуры;
II - «горячая» камера для разборки испытанных ТВС;
12 - отделение «горячей» разборки реакторов и двигателей
ты стендового комплекса (центральный пункт управления,
вентиляционный блок, газификаторная станция, технологический корпус)
сосредоточены в северной части технической зоны, вне сектора планируемого
распространения радиоактивных продуктов.
Главный испытательный корпус (рис. 4.6) - трехэтажное
сооружение заглубленного типа, выполненное из монолитного железобетона.
Верхнее перекрытие, расположенное выше уровня земли, имеет
толщину до 2 м и обеспечивает защиту персонала и оборудования от ядерных
излучений в межпусковой период (во время проведения испытаний
персонал в этом сооружении отсутствует, управление пуском ведется
дистанционно из центрального пункта управления, отстоящего от
испытательного корпуса на 300 м). В составе испытательного корпуса
находятся первое, второе-А и второе-Б рабочие места с комплексом
автономных систем, «горячие» камеры разборки и дефектации узлов реактора
после испытаний, местные пульты управления, системы измерений,
управления, обеспечения взрыво- и пожаробезопасности и др.

Натурные испытания ЯРД 209
Испытуемые изделия устанавливаются на рабочих местах
вертикально соплами вверх. Испытания реакторов на стендовом комплексе
«Байкал» проводились в 70-х - 80-х гг. XX века с открытым
выхлопом рабочего тела в атмосферу. Такой способ испытаний приводит к
образованию радиоактивного облака и выпадению на территорию
технической зоны и прилегающего района радиоактивных осадков.
Открытый выхлоп ограничивает частоту пусков и ставит проведение
испытаний в зависимость от погодных условий. Надо, однако, отметить,
что при реализации первой программы отработки ЯРД в СССР эти
ограничения не были слишком жесткими, вследствие чего намеченные
планы осуществлялись без длительных перерывов. В дальнейшем, при
возобновлении работ по созданию ЯРД, стендовый комплекс
неминуемо должен быть оборудован закрытой выхлопной системой (ее
различные варианты исследованы), стоимость которой сравнима с затратами
на строительство всех сооружений технической зоны.
Проект главного испытательного корпуса выполнен таким
образом, что реактор ИВГ устанавливается на первом рабочем месте в
массиве верхнего перекрытия, выполняющего, кроме иных, функцию
радиационной защиты, а реакторная часть аппарата 11Б91-ИР-100
(ИРГИТ) располагается на втором-А рабочем месте (рис.4.7) выше
уровня верхнего перекрытия. Поэтому с целью снижения
радиационного воздействия работающего реактора на строительные конструкции
и стендовое оборудование реактор аппарата 11Б91-ИР-100 окружен
тепловой защитой, выполненной в виде цилиндрической емкости,
заполненной водой. После завершения очередного испытания аппарата
рабочее место с помощью мощного козлового крана укрывается
тяжелой биологической защитой и съемным перекрытием, образующим в
межпусковой период над реакторную часть испытательного бокса.
Одной из важнейших характеристик стендового комплекса
является его пропускная способность, именно она определяет
технологическую длительность отработки двигателей. Основными факторами,
ограничивающими частоту испытаний, являются радиационные
условия испытаний: загрязнение территории радиоактивными осадками,
активация грунта, строительных конструкций и стендового
оборудования. Применительно к условиям, существовавшим в 70-е - 80-е

210
Глава четвертая
Рис. 4.7 Второе-А рабочее место стендового комплекса «Байкал»:
1 - блок биологической защиты, закрывающей реактор в период
между испытаниями; 2 - защитное противоактивационное кольцо;
3 - охлаждаемый водой бак тепловой защиты; 4 - теплозащитные
экраны; 5 - крышка блока биологической защиты; 6 - реактор
11Б91-ИР-100 (ИРГИТ); 7 - установочный механизм стенда;
8 - опорное силовое кольцо
годы XX века, предельная частота пусков не должна была превышать
2-3 пуска в год на проектной мощности реактора ИВГ и 12-17 пусков
в год при максимальной тяге реактора или двигателя тягой 36 кН.
Столь интенсивный темп испытаний не был реализован, а в будущем
такие (или даже более высокие) частоты пусков могут быть
обеспечены при условии применения закрытого выхлопа.

Натурные испытания ЯРД 211
Испытания модельных ТВС в реакторе ИГР
Первый опыт исследований ТВС ЯРД в нейтронном потоке
реактора относится к началу 60-х годов. Тепловыделяющая сборка как
главный элемент двигателя, преобразующий ядерную энергию деления
урана в тепловую и передающий последнюю рабочему телу, является
его наиболее конструктивно сложным и теплонапряженным узлом.
Поиск оптимальных вариантов конструкции этого узла требует
непрерывной экспериментальной проверки предлагаемых конструктивных и
технологических решений в натурных условиях. Поисковые работы
конца 50-х годов привели к созданию конструкции так называемых
модельных ТВС ЯРД (их конструктивные и иные особенности
рассмотрены в главе 3), модельных в том смысле, что эти ТВС не являлись
узлами проектируемого реактора или двигателя, а были
экспериментальными объектами, предназначенными для обоснования выбора
материалов и конструктивных форм тепловыделяющих элементов,
теплоизоляции, корпуса, вспомогательных деталей, измерительных средств
и ТВС в целом. Реакторным испытаниям ТВС предшествовал
комплекс теоретических и экспериментальных исследований
термопрочности, прочности, совместимости теплофизических и диффузионных
характеристик выбранных или специально созданных материалов ТВС
на установках с омическим нагревом образцов, а также с нагревом их
газом в низкотемпературном плазматроне.
Создание в 1961 г. реактора ИГР впервые открыло
возможность исследований материалов и параметров рабочего процесса ТВС
при моделировании условий их натурной работы. Само
моделирование при этом было неполным, частичным, и ограничения сводились
к следующему:
1. Из основных параметров рабочего процесса наиболее полно
воспроизводятся при испытаниях в реакторе ИГР натурные состав,
температура и давление рабочего тела, температура материала
твэлов, гидравлический диаметр канала, пористость
нагревательной секции, расход ©напряженность ТВС.
2. Для достижения требуемых значений тепловых потоков от
твэлов к рабочему телу (а, следовательно, температур поверхности
твэлов и температурных перепадов внутри него) и необходимого

212 Глава четвертая
/~<
уровня расходонапряженности g = — (G - расход рабочего тела,
д
S - площадь проходного сечения ТВС) следовало изготавливать
ТВС с увеличенной до двух раз (в сравнении с оптимальной для
двигателя) концентрацией делящегося вещества. Однако при этом
приходилось считаться с тем, что внесение увеличенных
количеств урана в материал активной зоны реактора может привести
к изменению его физико-химических свойств и, следовательно,
к неверному толкованию результатов испытаний.
3. Если значения расходонапряженности и тепловых нагрузок в
материале ТВС могут быть приближены к натурным путем
применения увеличенных концентраций урана, то принципиально
невоспроизводимым при испытаниях ТВС в реакторе ИГР
оказывается ресурсное время работы ТВС. Единственной
возможностью моделирования этого параметра является проведение
многократных испытаний одного и того же образца. Но поскольку
такой метод набора ресурсного времени связан с многократными
нагревами и охлаждениями, то есть с более тяжелыми
условиями, чем при длительной работе на неизменном режиме, а
сопоставимость стационарных и резко переменных условий работ всегда
является предметом не слишком продуктивных дискуссий, постольку
результаты многократных кратковременных испытаний позволяют лишь
приближенно судить о возможном ресурсе конструкции.
Несмотря, однако, на указанные ограничения, испытания ТВС в
реакторе ИГР позволяли в течение десятилетий разрешать многие
важные вопросы, возникающие при разработке ТВС ЯРД, причем в ряде
случаев ответы на эти вопросы не могли быть получены никакими
другими способами.
Цели испытаний ТВС ЯРД в реакторе ИГР обычно включают:
- проверку стойкости выбранных материалов и защитных
(антидиффузионных и антикоррозионных) покрытий твэлов в потоке
рабочего тела при температурах до 3000-^3300 К и интенсивном
нейтронном и у-облучении; получение и обоснование
оптимальных температурных режимов работы твэлов на стационарном
уровне мощности;

Натурные испытания ЯРД 213
- проверку работоспособности конструкционных деталей и узлов
ТВС, методов соединения этих деталей, характеристик
выбранных теплоизоляционных материалов;
- получение экспериментальных данных об удельных параметрах
ТВС, в частности, об удельном импульсе тяги;
- получение экспериментальных данных о динамических
характеристиках ТВС, об оптимальных режимах вывода ТВС на
номинальный уровень мощности и расхолаживания при останове;
- исследование эксплуатационных особенностей ТВС, в частности,
определение степени выхода урана и осколков деления из твэлов
в тракт рабочего тела;
- разрешение возникающих методических и технологических вопросов.
В течение всего периода реализации программы разработки ЯРД
испытания в реакторе ИГР велись с высокой интенсивностью. Только в
первом комплексе (три серии) испытательных работ в 1962 - 1964 гг. был
проведен 41 пуск реактора ИГР, в ходе которых испытано 26 модельных
ТВС различных модификаций. Каждой серии испытаний предшествовал
этап так называемых физических пусков, в ходе которых отлаживались
режимы работы реактора и уточнялись отдельные детали взаимодействия
реактора и технологических систем обеспечения испытаний.
Методика изучения вопросов, связанных с работоспособностью
материалов и конструкции ТВС в реакторных испытаниях, основывается
на анализе данных, полученных несколькими независимыми способами.
Первый из них - метод непрерывного контроля состояния
гидравлического тракта ТВС (до испытания, в ходе и после испытания).
Даже незначительное отклонение в работе элементов конструкции ТВС
вызывает изменение характеристик гидравлического тракта и,
наоборот, все зафиксированные изменения характеристик гидравлического
тракта свидетельствуют об отклонениях (которые, как правило, в
дальнейшем развиваются) от нормальной работы.
Другой метод основывается на анализе осколочной активности
выхлопной струи прошедшего через ТВС рабочего тела. При этом
наиболее информативным оказывается анализ активности таких
продуктов деления урана, как ксенон и криптон. Степень нарушений в
работе твэлов, ТВС и уровней активации выхлопной струи корреляционно
связаны не только качественно, но и количественно.

214 Глава четвертая
Третий метод изучения работоспособности конструкции ТВС
основан на радиометрическом и радиохимическом анализе состава
твердых продуктов, вынесенных из ТВС потоком рабочего тела и осевших
на холодных частях выхлопного тракта. Правда, результаты,
получаемые этим методом, больше характеризуют эксплуатационные
особенности исследуемых ТВС, но, тем не менее, могут являться и
качественным критерием работоспособности использованных в
конструкции ТВС материалов.
Наконец, еще один метод - наиболее прямой и наглядный -
основан на результатах осмотра и физико-химических исследований
элементов конструкции прошедших испытания ТВС в «горячей» лаборатории.
Важным методическим инструментом, специально созданным в
период подготовки испытаний ТВС в реакторе ИГР, явились так
называемые ампулы физических измерений (АФИ), в которых исследуемая
ТВС заменялась имитатором - поглотителем нейтронов, а свободное
пространство максимально заполнялось датчиками и устройствами
(включая неоднократно сменяемые в ходе одного пуска медные
активаторы, термонейтронные детекторы, газовые активаторы и др.),
позволившими детально обследовать картину распределения потока
нейтронов в экспериментальном канале в различные моменты времени пуска.
Что же касается технологии проведения конкретного испытания,
то она сводится к следующему.
Испытуемая ТВС устанавливается в центральном
экспериментальном канале реактора внутри охлаждаемой водой металлической
конструкции ампульного типа (рис. 4.8). После проверки готовности
технологического оборудования, систем измерений, регистрации,
автоматики и др. в ампулу начинает подаваться вода, а в ТВС - рабочее тело (в
качестве такового при всех испытаниях использовался водород или
водород с небольшими - 0,5-1,0% - добавками углеводородов). Затем
из активной зоны реактора извлекаются пусковые
стержни-поглотители нейтронов, что обеспечивает необходимую надкритичность и вывод
реактора на требуемый уровень мощности. Далее в течение всего
времени пуска (оно, напомним, составляет обычно 10-30 с) производится

Натурные испытания ЯРД
215
постепенный вывод из активной
зоны по заданной программе еще
одной группы
стержней-поглотителей. Задача этой операции -
компенсация проявляющегося в
процессе нагрева активной зоны
реактора отрицательного
температурного коэффициента
реактивности. Достаточной мерой,
обеспечивающей в заданный момент
времени прерывание цепной
реакции, является прекращение
движения компенсирующих
стержней. В этом случае
продолжающая возрастать температура
активной зоны без каких-либо
дополнительных действий приведет
к переходу реактора в подкрити-
ческое состояние. Иногда для
останова реактора используется и
быстрый ввод всех извлеченных
стержней в активную зону.
После окончания пуска и
расхолаживания реактора
испытуемая ТВС извлекается из
экспериментального канала,
выдерживается в течение нескольких
суток или недель в хранилище с
целью уменьшения активности, а Рис. 4.8 Модельная ТВС ЯРД
затем с помощью дистанционно (<>™шний вид) дл* испытаний
в реакторе ИГР
управляемого оборудования
помещается в защитный контейнер и транспортируется в «горячую»
лабораторию для дальнейших исследований.

216 Глава четвертая
Как отмечалось выше, первым реакторным испытаниям
подвергались твэлы и ТВС различных конструкций. В их числе:
- твэлы, выполненные в виде карбидных (ZrC+UC) или
графитовых (C+UC) с покрытием из NbC витых двухлучевых стержней,
каждый диаметром 2,2 мм и длиной 100 или 200 мм, при этом
ТВС общей длиной около 500 мм набирается из трех или пяти
секций, каждая их которых составляется из 7 стержней;
- комбинированные ТВС, первые три секции которых выполнены
из графитовых (двух-, трех- или четырехлучевых) стержней с
покрытием, две другие секции - из стержней на основе карбида
циркония;
- твэлы, выполненные в виде девятнадцатиканальных
графитовых шестигранных призм, поверхности которых, омываемые
рабочим телом, покрывались тонким слоем карбида ниобия.
В экспериментальных ТВС варьировались также конструкция и
материал переходных (соединяющих секции) втулок, теплоизоляции,
опорных выходных решеток и некоторых других деталей.
На рис. 4.9 представлен в качестве примера фрагмент
циклограммы одного из пусков, а на рис. 4.10 - характерный график изменения
по длине активной зоны ТВС температуры рабочего тела и
поверхности твэлов. Пилообразный характер диаграммы изменения
температуры твэлов является следствием профилирования по длине ТВС
концентрации урана (от начальной к выходной секции концентрация
снижается, чтобы максимальный теплоприток к рабочему телу был
обеспечен на первых секциях, а на последней при этом создается лишь
небольшой тепловой поток, позволяющий максимально приблизить
выходную температуру рабочего тела к предельной температуре
материала твэла). На рис. 4.11 приводятся графики реализованных в
некоторых экспериментах скоростей изменения температур,
характеризующие степень нагружения материалов твэлов динамическими
температурными воздействиями (как показали исследования, максимально
допустимые скорости изменения температур для твэлов принятой
конструкции не должны превышать значений 800 - 900 град/с).
Измерение температуры рабочего тела на выходе из ТВС,
достигающей 3000 К и более, представляет собой сложную техническую
проблему, на рассмотрении которой стоит остановиться подробнее.

Натурные испытания ЯРД
217

218
Глава четвертая
Ъ\ Таг, К ^
3000
2000
1000
/
/
/
/ /
/ /
/
уу
У^
q 10*
$
I/I/O П
к кал
м2 час
9
8
7
6
5
4
3
2
1
Рис. 4.10 Изменение температуры рабочего тела (Тг - плавная
кривая), температуры поверхности твэлов (Т^ - пилообразная
линия) и теплового потока от твэла к рабочему телу (qs -
ступенчатая зависимость) по длине модельной ТВС при испытании П-13
в реакторе ИГР. Длительность стационарного режима испытания
- 39 с. На оси абсцисс обозначены номера секций модельной ТВС
В качестве одного из средств измерений применялась
установленная в газовом потоке за последней секцией ТВС высокотемпературная
вольфрам-рениевая термопара. Однако на предельно высоких
температурах ее показания были недостаточно надежны.
В качестве дублирующего (а иногда, по необходимости, -
основного) способа измерения температуры рабочего тела на выходе из ТВС
использовался метод газодинамического термометра. Термометр
представляет собой систему последовательно установленных на одном
газовом тракте двух критических сопел, между которыми расположен
теплообменник, где рабочее тело охлаждается до низких, надежно из-

Натурные испытания ЯРД
219
сГГ, К
0,4 0,в 1,2 1,6
2,4 2,8 3,2 3,6 х.с
Рис. 4.11 Скорости изменения температур в некоторых пусках при
испытаниях модельных ТВС ЯРД в реакторе ИГР
меряемых температур (рис. 4.12). Для каждого из сопел можно
написать известное соотношение, связывающее расход рабочего тела с
параметрами критического течения в сопле:
G =
кр
D.1)
где G - расход рабочего тела;
Ту Р - температура и статическое давление перед соплом;
F - площадь критического сечения;
R - газовая постоянная;
g - ускорение свободного падения;
п - показатель политропы.
Так как расход рабочего тела на стационарном режиме одинаков
для любого сечения газового тракта, то из совместного рассмотрения
выражений D.1) для двух сопел получим следующее соотношение:

220
Глава четвертая
ТВС
1 критическое сечение Теплообменник
В выхлопную
систему
Рис. 4.12 Схема газодинамического термометра
Р19 Р2, Т2 - измеряемые параметры,
Тг - определяемый параметр
D.2)
где А =п\
п+\
Здесь индексы 1 и 2 относятся к параметрам, соответственно,
первого и второго сопла.
Пусть в первое сопло из ТВС поступает рабочее тело с высокой
температурой. Пройдя затем теплообменник и охладившись до низкой
температуры, оно проходит через второе сопло. Если прямое измерение
температуры Тх затруднено, либо должно быть продублировано, то ее
значение можно получить расчетным путем из D.2), если известны
значения параметров, входящих в правую часть выражения D.2).
Перепишем D.2) в удобной для расчета форме:
D.3)

Натурные испытания ЯРД 221
где Т2, Pv P2 - измеряемые в процессе эксперимента параметры;
Кт - коэффициент пересчета, получаемый в результате
«холодной» тарировки газодинамического термометра;
Кг - поправка, учитывающая линейное расширение сопла при
нагреве;
К2 - учитывает непостоянство состава рабочего тела в соплах;
К3 - поправка, учитывающая теплообмен в сопле.
При «холодной» тарировке термометра тракт рабочего тела
продувается газом при нормальной температуре (истечение из обоих сопел
должно быть критическим). Такая продувка целесообразна по ряду
причин:
1) состав рабочего тела, показатели политропы можно считать
постоянными для двух сопел (К2=1),
2) поля температур на входе в сопла оказываются равномерными и
не меняющимися во времени; достаточно просто и точно можно
определить значения температур,
3) К=\ и Kz=\.
С учетом этих предположений из D.3) получаем:
D.4)
В результате «холодных» тарировок значения ^были получены с
точностью 0,3%.
Найдем теперь выражения для коэффициентов Кг и К2:
где F* t - площадь критического сечения первого сопла при
температурах натурных испытаний;
Fk 1 - та же площадь при температуре «холодных» тарировок.
^=ll+yl -l+4yf D.5)

222 Глава четвертая
где —- - относительное изменение радиуса сопла вследствие
линейного расширения;
— =OLt; D.6)
t - избыточная средняя по сечению температура материала стенки
сопла;
а - коэффициент линейного расширения материала сопла.
)-r.dr; D.7)
Г2 ~Г\ Гх
г2, гх - соответственно внешний и внутренний радиусы
корпуса сопла;
t=tK-tn - избыточная температура в данной точке стенки сопла;
tHa4, tK - температуры в данной точке стенки сопла до и после
нагрева, соответственно.
Из D.6) и D.7) получаем выражение для относительного
радиального перемещения на внутренней поверхности сопла
Лг 2а )
~ = ;Т^'ГГ'Г'"Г- D.8)
М Г2 Г\ гх
При установившемся потоке тепла через стенку трубы
U -U г
tr=tx-^—2--In-, D.9)
Л
Г\
где t2> tx - избыточные температуры на внешнем и внутреннем
радиусах корпуса сопла.
Подставив D.9) в D.8) и проведя интегрирование, получим
выражение для расчета -^:

Натурные испытания ЯРД
223
Лг
D.10)
Температуры t г и 12 устанавливаются в результате расчета
охлаждения сопла. Кх определяется из D.5) с использованием соотношения D.10).
При Кг=К3=1 из D.3) можно получить:
к=с.
D.11)
Для каждого момента времени испытаний правая часть
выражения D.11) является известной постоянной С.
D.12)
Состав рабочего тела (R2, n2) при низких температурах задан.
Путем термодинамических расчетов устанавливаем для известного
давления перед соплом Рх зависимость R=R(T) и п=п(Т). Затем методом
последовательных приближений можно определить температуру Тх и
соответствующий ей состав рабочего тела при заданном давлении Рх таким
Т
образом, чтобы комплекс —— равнялся С. Полученная таким спосо-
К2
бом температура Тх не учитывает изменение состава рабочего тела в
процессе истечения через первое сопло, поэтому следовало бы ввести
соответствующую поправку. Однако расчеты показывают, что эта
поправка на порядок меньше К2 для характерных режимов испытаний
ТВС в реакторе ИГР.

224 Глава четвертая
Применительно к принятой конструкции сопел модельной ТВС и
условиям испытаний расчетная величина Х3=1,01.
Погрешность измерения температуры Тх газодинамическим
термометром складывается из следующих частей
ЬТх=ЬТъ+ЬТХр, D.13)
где 8Г1э - погрешность, определяемая точностью измерений
параметров испытаний (Р19Р2, Т2), а также качеством и числом
«холодных» тарировок для каждого изделия,
дТ1э =5Г2 +28Pt +25P2 +8КТ; D.14)
8Г1р - погрешность в температуре Tv связанная с неточностью
методик расчета состава рабочего тела, температурной
деформации сопла и теплообмена в сопле,
Щр=ЬКх+ЬКг+ЬКг. D.15)
Для 5^т получим следующее выражение:
8КТ =57; +5Г2 +25Г2 +25^ +28Р2. D.16)
В D.16) Р]9 Tv Pv T2 - параметры рабочего тела в «холодных»
тарировках газодинамического термометра перед первым и вторым
соплом, соответственно. Если измерение давлений перед первым и
вторым соплом выполняется с точностью 0,2% и температура рабочего
тела измерена с точностью до 0,1%, то ожидаемая погрешность при
одном измерении 8Л>=1%. Для каждого изделия проводилось шесть
измерений на трех режимах испытаний, в результате обработки
которых определялось значение Кт. Средняя квадратичная ошибка для ряда
модельных ТВС составляла 8ЛГт=0,3%. В исследованиях на реакторе
ИГР давления рабочего тела Р2 и Рх измерялись с точностью 0,2%, а
температура рабочего тела перед вторым соплом с точностью до 0,1%,
поэтому 8Г1э= 1,2%.
Погрешность ЪТХ зависит от параметров (Гх, PJ и рода рабочего
тела. Для одного из испытаний модельных ТВС в ИГР 1^=1,017,
^2=0,9259, К3=1,01. Если мы ошибаемся при расчете деформации
сопла, например, на 20%, то 8^=0,33%. При этом 8АГ3=0,2%. Нако-

Натурные испытания ЯРД 225
нец, если К2=195%, то 5Г1р=2%. Погрешность измерения температуры
Тх газодинамическим термометром может составлять, таким образом, 3-*4%.
Точность измерения может быть повышена улучшением качества
измерений в процессе испытаний, а также уточнением методик расчета.
В целом уже первый комплекс испытаний в ректоре ИГР
подтвердил расчетные и экспериментальные предположения о возможности
нагрева водорода (или водорода с небольшими добавками метана) до
3000-3100 К в ТВС с описанной выше конструкцией активной зоны.
Дальнейшие испытания конкретизировали этот вывод применительно
к другим конструкциям, иным условиям и режимам работы ТВС.
Испытания ТВС и блоков активной зоны
в реакторе ИВГ
Следующим после петлевых испытаний методическим этапом
отработки ТВС ЯРД стал этап натурных групповых испытаний ТВС в
реакторе стационарного действия. В качестве такого аппарата
Институтом атомной энергии им. И.В. Курчатова был предложен в 1965 г.
стендовый экспериментальный реактор ИВГ-1. Помимо отработки ТВС
и элементов активных зон ЯРД различной размерности, он был
призван выполнять функцию стендового прототипа ЯРД средней
мощности B00-400 кН тяги) - [4.3]. Подобная комплексность позволяла
параллельно решать задачи, свойственные различным направлениям
развития ЯРД, и существенно экономила время и средства.
Аппарат ИВГ-1 (рис. 4.13, 4.14) представляет собой
гетерогенный газоохлаждаемый реактор с водяным замедлителем и физически
бесконечным бери л лиевым отражателем. Конструкция его состоит из
стационарной и сменной частей. Стационарная часть включает корпус
реактора 1 с крышкой 2, отражатель 7, барабаны регулирования
мощности 3, блоки биологической защиты 6, экраны 8. Сменная часть
активной зоны содержит центральную сборку 9 с комплексом
тридцати технологических каналов (ТК) 5 и центральным каналом 4.
Исследуемые ТВС ЯРД могут располагаться как в составе группы ТК, так и

226
Глава четвертая
в центральном канале, где
благодаря окружающему канал бе-
риллиевому вытеснителю может
быть обеспечен увеличенный при-
мерно в 2 раза по сравнению со
средним по сечению поток
тепловых нейтронов, что позволяет
испытывать установленную в
центральном канале ТВС при
форсированных (вплоть до
разрушающих) нагрузках [4.3].
Использование в стендовом
прототипе ЯРД вместо гидрид-
циркониевого замедлителя воды
(близкой к гидриду циркония по
ядерно-физическим свойствам)
расширяет экспериментальные
возможности реактора, позволяя
производить замену исследуемых
блоков без конструктивных
доработок, и увеличивает
надежность эксплуатации реактора.
Началу испытаний ТВС
предшествовали физический
пуск A972 г.), а затем -
энергетический пуск A975 г.)
реактора ИВГ, подтвердившие
расчетные данные о его нейт-
ронно-физических и
теплотехнических характеристиках.
Вслед за ними в 1976 г. были проведены два пуска реактора
(ИП-1 и ИП-2), позволившие наряду с изучением параметров реактора
начать решение широкого комплекса исследовательских задач. Так в
Рис. 4.13 Продольный разрез
реактора ИВГ (пояснение
обозначенных позиций - в тексте)

Натурные испытания ЯРД
227
Рис. 4.14 Поперечный разрез реактора ИВГ
пуске ИП-2 в центральном канале впервые проводились испытания на
близком к номинальному режиме ТВС экспериментального ЯРД тягой
36 кН. Диаграммы изменения основных параметров в ходе пуска ИП-2
представлены на рис. 4.15.
Впоследствии реактор был реконструирован (его модификация
обозначается как ИВГ-1М) с переходом на замкнутое водяное охлаждение
активной зоны. Проектные характеристики реактора ИВГ-1М
приведены в таблице 4.1.

228
Глава четвертая
Режим 2
Режим 3
Ре ми и 4
Ретин 5
/If МВт
250
200
/50
1UU
50
0
Г К
¦2000
/500
//У)/}
IWU
-500
. 0
Sfi
V
Рис. 4.15 Диаграмма изменения некоторых параметров в пуске
ИП-2 реактора ИВГ
Таблица 4.1
Параметр
Номинальная тепловая мощность, МВт
Максимальный поток тепловых нейтронов, I/cm^c
Размеры петлевого канала, мм
внутренний диаметр
высота активной части
Длительность непрерывной работы реактора (исходя из
ограничений по стендовым системам), ч
Значение
72
5-Ю14
164
800
2

Натурные испытания ЯРД 229
Всего в период 1975-1988 гг. было проведено 30 пусков реактора
ИВГ, в которых испытаны 4 опытные активные зоны, более 200 газо-
охлаждаемых ТВС ЯРД.
Испытания ТВС в реакторе ИВГ практически полностью снимают
проблему временных ограничений, характерных для исследований в
РВД. В ходе этих работ оказалось возможным изучить ряд процессов,
принципиально невоспроизводимых на предыдущем этапе, таких, как
влияние на характеристики ТВС явлений ползучести, коррозии и
эрозии материала, интегральных доз облучения и др. Эти процессы
изучались в условиях, близких к номинальным по мощности и
температурным нагрузкам, величинам флюенса нейтронов и времени работы,
динамическим воздействиям на переходных режимах.
При анализе результатов испытаний твэлов и ТВС ЯРД в
реакторе ИВГ получили подтверждение сделанные еще на этапах предреак-
торных исследований выводы о необходимости отказа - из-за высокой
нестабильности свойств применяемых для изготовления твэлов
хрупких карбидных материалов - от классических теорий прочности и
термопрочности в пользу использования вероятностных методов
прогнозирования работоспособности твэлов [4.4]. Вместе с тем
реакторные испытания позволили установить, что в большинстве случаев
наблюдаемое в ходе их поверхностное либо сквозное растрескивание ке-
рамическх твэлов (рис. 4.16, 4.17) не приводило - благодаря
конструктивным особенностям собранного в обойму тепловыделяющего
пакета - к изменению гидравлических и энергетических характеристик
ТВС. Последний вывод, правда, нуждался в подтверждении большим
статистическим материалом, который до завершения программы
разработки ЯРД в СССР A989 г.) получить не удалось.
Тем не менее комплекс исследований, проведенных на реакторе
ИВГ, позволил:
- подтвердить правильность осуществленного на предшествующих
этапах выбора конструкционных материалов твэлов и ТВС;
- подтвердить работоспособность разработанных конструкций
ТВС ЯРД в среде водорода в определенных техническим
заданием пределах;
- исследовать физические и теплотехнические характеристики ТВС
и элементов активных зон ЯРД;

230
Глава четвертая
Рис. 4.16 Функции распределения
обломков по длинам при
растрескивании стержневых карбидогра-
фитовых твэлов:
П, ¦ - база 10 мм; А, А - база
20 мм; •, о - база 30 мм
N
\
\
\
•
•
V
Рис. 4.17 Среднее расстояние
между трещинами при термо-
нагружении образцов твэлов:
• - экспериментальные значения;
_ - теоретическая кривая
- изучить динамические свойства твэлов и ТВС ЯРД;
- отработать методику и технологию подготовки и проведения
реакторных испытаний, а также послепусковых исследований
прошедших испытания объектов.
Успешное проведение испытаний ТВС в реакторе ИВГ позволило
приступить к осуществлению следующего этапа отработки -
автономным испытаниям реактора ЯРД.
Испытания стендового прототипа реактора ЯРД
Стендовая отработка реактора ЯРД тягой 36 кН проводилась в
составе специально спроектированного аппарата 11Б91-ИР-100
(ИРГИТ), который, помимо собственно реактора, включал
технологическую консоль, обеспечивавшую функцию радиационной защиты, а
также стыковку объекта испытаний с оборудованием и стендовыми
системами второго-А рабочего места испытательного комплекса «Бай-

Натурные испытания ЯРД 231
кал». Испытания включали этапы физического пуска реактора,
холодной газодинамической настройки рабочих трактов, контрольного
физического пуска, холодных гидродинамических испытаний,
энергетического пуска, огневых испытаний, послепусковых исследований.
Рассмотрим содержание этих этапов.
Физический пуск
Этот этап испытаний осуществлялся в две стадии: вначале - на
стенде «Стрела^ Физико-энергетического института [4.5], затем - на
стендовом 'комплексе «Байкал-1» [4.6].
Задачи физического пуска реактора включают: набор критической
массы реактора и выведение его в критическое состояние, определение
эффективности рабочих органов системы управления, регулирования и
защиты (СУРЗ), измерение величины подкритичности и запаса
реактивности реактора, определение функций распределения энерговыделения по
длине, радиусу реактора и в единичных ТВС, измерение спектральных
характеристик потоков нейтронов и у-квантов на поверхности и вблизи
реактора, калибровку измерительной системы и органов управления
реактора в единицах абсолютной мощности, сравнение экспериментальных
и расчетных нейтронно-физических характеристик реактора.
В ходе физического пуска реактор выводится на уровень мощности
N=250-300 Вт (при решении отдельных задач - на уровень 1-5 кВт), то
есть на такой уровень, когда измерительными средствами надежно
контролируются все нейтронно-физические параметры внутри аппарата и
вне его, но не происходит нагрева конструкции реактора и не требуется
его охлаждения.
Для измерений нейтронно-физических параметров при физическом
пуске реактора ЯРД использовались, помимо стандартных внереактор-
ных датчиков, семь разборных ампул физических измерений (подобных
АФИ, впервые примененных при испытаниях ТВС в реакторе ИГР),
оснащенных увеличенным числом внутриреакторных детекторов.
1фбочими органами СУРЗ реактора являлись 12 расположенных
в отражателе поворотных барабанов, на боковой поверхности каждого
из которых в сегменте с углом 120° были установлены поглощающие
нейтрёны элементы на основе карбида бора. Барабаны имели возмож-

232 Глава четвертая
ность вращаться на угол 180° от положения «Н-К», когда поглощающие
элементы максимально удалены от активной зоны, до положения «-К»,
когда они к ней максимально приближены. Вращение барабанов
обеспечивалось электроприводами с индивидуальным или групповым
управлением и, кроме того, имелась возможность аварийного перевода барабанов
в положение «—К» посредством механических пружин при обесточивании
электроприводов. Скорость вращения барабанов в направлении «+К»
составляла 8 град/с, в направлении «-К» - 16 град/с, время аварийного
сброса - 0,3-0,4 с, что соответствовало нормативным требованиям,
обеспечивавшим безопасные испытания и эксплуатацию реактора.
Контроль критичности реактора в процессе установки
тепловыделяющих сборок осуществлялся известным в физике реакторов методом
обратного счета, обеспечивающим надежное соблюдение норм ядерной
безопасности. Минимальная критическая загрузка реактора оказалась
равной 33,4 ТВС. Остальные 3,6 ТВС (всего, напомним, в реакторе
предусмотрена установка 37 ТВС) обеспечивали запас реактивности,
необходимый для управления реактором, а также для компенсации
температурных эффектов реактивности, выгорания делящегося материала,
зашлаковывания активной зоны и отравления ее продуктами деления.
Измеренная эффективность каждого из барабанов управления
составила A,70±0,05) Р^. Суммарная эффективность всей группы
барабанов (вследствие влияния взаимной интерференции она меньше
произведения эффективности одиночного барабана на их количество)
оказалась равной A6,6±0,9) pg^.
Запас реактивности первого экземпляра реактора 11Б91-ИР-100
(при непрогретой активной зоне и отсутствии в ней рабочего тела)
оказался равным D,6±0,6) Р , а подкритичность реактора при
повороте всех барабанов в положение «-К» - A2,0±1,1) Рэфф. При взводе в
положение «+К» трех барабанов аварийной защиты подкритичность
составила 8,4 Рэфф Все измеренные значения оказались весьма близки
к расчетным, что позволило в дальнейшем обеспечить необходимую
управляемость реактора и ядерную безопасность при испытаниях и
транспортно-технологических операциях.
* Рэфф ~ доля запаздывающих нейтронов в общем нейтронном балансе, в
исследуемом реакторе рэфф = 0,00748.

Натурные испытания ЯРД
233
Распределение энерговыделения по оси реактора (для всех ТВС),
измеренное в относительных единицах, представлено на рис. 4.18.
Оно не зависит от углового положения регулирующих барабанов. Что
ясе касается распределения энерговыделения по радиусу реактора, то
оно оказалось как зависимым от положения регулирующих
барабанов, так и чувствительным к материальному составу каждой ТВС. С
учетом увеличения реактивности реактора при разогреве активной зоны
и заполнении ее рабочим телом на величину 1,17 р.. радиальный
Эфф
коэффициент неравномерности составляет -4,12, что хорошо
согласуется с проектным значением.
и
1,2
0,8
ОА
Ч
V
О 10 20 30 40 Высота ТВС, см
Рис. 4.18 Распределения энерговыделения по оси реактора 11Б91-
ИР-100 (ИРГИТ) при повороте барабанов управления на различные
углы (измерено в ходе физического пуска): • - 180°; 0- 120°;
о - 105°
В ходе калибровки измерительных систем измерялся поток
нейтронов в центре активной зоны, а также на боковой поверхности корпуса
реактора. В центре активной зоны плотность потока быстрых
нейтронов, как и ожидалось, оказалась максимальной и составила
3,5-106 1/см2с на 1 Вт мощности. Результаты измерений спектров
нейтронов на боковой и торцевой поверхностях реактора
представлены на рис. 4.19. Там же представлен спектр у-квантов на боковой
поверхности реактора. Все данные на этом рисунке отнормированы на
1 Вт мощности.

234
Глава четвертая
to7
10*
к?
0
а
0
t
'0000i
f 0
0 0 (
0
*0 0 I
0
4
8
Рис. 4.19 Спектры у-квантов и быстрых нейтронов,
измеренные в ходе физического пуска реактора:
• - поток нейтронов на боковой поверхности;
о - поток нейтронов на торцевой поверхности;
0 - поток у-квантов на боковой поверхности
Физический пуск реактора подтвердил, таким образом, правильность
использованных при его создании конструктивных решений, что
позволило начать следующий этап подготовки аппарата 11Б91-ИР-100 к
огневым испытаниям.
Холодная газодинамическая настройка
рабочих трактов реактора
Методический подход к реализации этого этапа рассмотрен в
главе 3. Как отмечалось, необходимость достижения максимального
удельного импульса двигателя в условиях неустранимой, создаваемой
физикой процесса неравномерности энерговыделения по сечению активной
зоны реактора требует применения регулирующих воздействий на ха-«
рактеристики тракта рабочего тела аппарата. Отметим, кроме того,
дополнительные искажения энергораспределения, возникающие в свя-
S
зи с индивидуальными технологическими особенностями различных

Натурные испытания ЯРД 235
ТВС (отличия в величинах концентрации урана-235, гидравлическом
сопротивлении проточной части, тепловом сопротивлении
изоляционного пакета и др.)- Естественным способом нивелирования этих
отличий, способом, позволяющим достигнуть максимального значения
температуры нагрева рабочего тела в каждой ТВС, является
соответствующее перераспределение расхода водорода по тепловыделяющим
сборкам. Практическая реализация такого перераспределения и
составляет суть газодинамической настройки рабочих трактов реактора.
Схема охлаждения аппарата 11Б91-ИР-100 представляет собой
разветвленную сеть параллельных и последовательных каналов
сложной конфигурации. Напомним, что на этапе стендовой отработки
реактор охлаждался двумя независимыми потоками рабочего тела (блок
тридцати семи ТВС и, отдельно, корпус-отражатель-замедлитель), что
придавало натурным испытаниям дополнительную маневренность -
возможность замены в межпусковой период группы или всего
комплекта ТВС, развязку теплового баланса и др. Одной из особенностей
аппарата является наличие в нем большого количества щелевых
каналов, расчет течения в которых затруднен из-за недостаточности
экспериментальных данных по их гидравлическим характеристикам.
Основой для настройки трактов аппарата являются поэтому результаты
исследований характеристик трактов и настроечных элементов на
специально созданных гидравлических моделях отдельных узлов
аппарата. Схема реактора разбивается при этом на несколько
участков (тракты охлаждения замедлителя, отражателя, корпуса
реактора, технологической консоли аппарата, ТВС и технологических
каналов), процессы в которых воспроизводятся на отдельных
моделях с учетом граничных условий.
Стыковка экспериментальных данных, полученных на отдельных
моделях, проводится на комплексной гидравлической модели
аппарата, в ходе исследований которой в широком диапазоне чисел Re и М
уточняются коэффициенты гидравлического сопротивления круглых,
оребренных и щелевых каналов, определяются поля скоростей в
узловых точках схемы и распределение расходов по отдельным ее
элементам, определяются характеристики регулирующих дросселей,
устанавливаемых в проточной части.

236 Глава четвертая
Указанные работы предшествуют комплексному гидравлическому
исследованию аппарата, проводимому на специально созданном для
этой цели стенде. В ходе продувок трактов измеряются расходы газа
через систему щелевых каналов, температура газа, а также полное и
статическое давления в избранных для определения расходонапряжен-
ности точках. Такие исследования позволяют затем расчетным путем
воспроизвести полную гидродинамическую и тепловую картину
процессов в различных элементах аппарата, а также силовую схему на-
гружения всех его узлов.
Работы по газодинамической настройке рабочих трактов и
комплексным газодинамическим испытаниям реактора составляют последний
этап исследований аппарата 11Б91-ИР-100 перед его транспортировкой
из европейской части страны на стендовый комплекс «Байкал».
Контрольный физический пуск
Реакторы 11Б91-ИР-100 транспортировались на стендовый
комплекс «Байкал» в разобранном виде, поэтому одной из задач
контрольного физического пуска (КФП) являлось выявление влияния
разборки-транспортировки-сборки на нейтронно-физические
характеристики реактора. С целью выяснения этого вопроса программой КФП
предусматривается выполнение следующих работ:
- загрузка реактора штатным комплектом ТВС;
- определение баланса реактивности и уточнение характеристик
регулирующих барабанов;
- контрольные измерения энергораспределения по высоте и
радиусу активной зоны;
- градуировка измерительных каналов СУРЗ в единицах
абсолютной мощности;
- определение плотностных (при заполнении реактора рабочим
телом) коэффициентов реактивности;
- перевод управления реактором с временной на штатную
стендовую СУРЗ;
- радиационные исследования;
- отработка технологического регламента энергетического пуска.

Натурные испытания ЯРД 237
Критическое состояние первого реактора аппарата 11Б91-ИР-100
на объекте «Байкал» достигнуто 17 сентября 1977 года.
Общая загрузка урана-235 в реактор при этом составляла 7 кг,
а конфигурация расположения регулирующих барабанов (с учетом
вывода трех барабанов аварийной защиты в положение «+К»)
практически полностью совпала с ожидаемой, что свидетельствовало об
отсутствии изменений нейтронно-физических характеристик
реактора в ходе проведенных транспортно-технологических операций.
Определенный при помощи аналоговых реактиметров «Санар» и
ПИР-2М запас реактивности оказался равным D,6±0,2) Р , а под-
критичность - 12 |3 , что также полностью совпало с ранее
определенными значениями. Эффективность одиночного барабана A,68 р )
и группы барабанов по отношению к ранее измеренным значениям
тоже не изменились.
Контрольные замеры распределения энерговыделения (на основе
определения активности продуктов деления в различных точках
активной зоны) показали, что:
- относительные энерговыделения в центральном канале, каналах
первого, второго и периферийного рядов составляют 0,89; 1,05;
1,11; 0,92, соответственно;
- энерговыделения в каналах периферийного ряда,
расположенных вблизи взведенных в положение «+К» барабанов аварийной
защиты, на 3% выше, чем в других каналах того же ряда;
- максиальный коэффициент неравномерности энерговыделения
равен 1,37;
- радиальный коэффициент неравномерности составляет 1,11;
- азимутальная неравномерность энерговыделения по сечению ТВС
не превышает 14%.
Для калибровки измерительных каналов СУРЗ в единицах
абсолютной мощности использовалось несколько методов:
- метод бета-гамма совпадений, основанный на измерении
активации золотой фольги;
- радиохимический метод определения количества ядер изотопа
бария Ва-140;
- метод анализа статических флуктуации тока ионизационной
камеры с помощью специального анализатора ИАМ-2;

238 Глава четвертая
- спектрометрический метод определения абсолютного содержания
продуктов деления в твэле по интенсивности гамма-линий,
измеренной с помощью полупроводникового детектора.
В фиксированных положениях пусковых (используемых для
контроля переходного процесса в начальный период пуска) и рабочих
ионизационных камер калибровочные отношения составили 10~7 ампер/Вт
и 10~12 ампер/Вт соответственно.
Исследование плотностных эффектов реактивности при
заполнении полостей активной зоны водородом или азотом до заданных
давлений показали, что суммарный эффект при давлении 2 МПа
составляет для азота -0,27 Рэфф, для водорода +0,39 Р^. При этом
доля, обусловленная заполнением только ТВС, составляет -0,20 Р
и +0,32 Рэфф, соответственно.
Положительные результаты контрольного физического пуска
позволили перейти к следующему этапу испытаний реактора.
Холодные гидродинамические испытания
Технологические процессы разборки-транспортировки-сборки
реактора, препарирование его средствами измерений параметров пуска
могут изменить состояние отдельных элементов аппарата (небольшие
механические повреждения, изменение размеров некоторых каналов
охлаждения, возникновение или изменение местных гидравлических
сопротивлений в местах сочленения различных узлов и др.), что
приведет к нарушению расчетной картины теплового нагружения
реактора и возникновению локальных перегревов конструкции. Холодные
гидродинамические испытания (ХГДИ) в качестве последней
контрольной операции перед выводом реактора на рабочий уровень
мощности призваны представить информацию по этим вопросам.
В целях безопасности и экономии ХГДИ проводятся с
использованием модельного рабочего тела (азота). В основу методики таких
испытаний (она рассмотрена в главе 3) положено определение
коэффициентов гидравлического сопротивления ^ различных трактов
охлаждения аппарата и сравнение этих коэффициентов с определенными
ранее в процессе холодной газодинамической настройки.
Используя уравнения Бернулли

Натурные испытания ЯРД 239
I л/И/ 2 1 л/W/ 2
lSd =c he. 1 , состояния ~- =K1 и не-
ъ 2g d ^ 2g g J U J
разрывности (G = yJVF) и введя значение приведенного коэффициента
гидравлического сопротивления ? = —j (F- площадь переходного се-
F
чения канала), можно получить
„. ЛрBРвх-Лр)
где Ар - потери давления на исследуемом участке канала;
/?вх- давление газа на входе в канал;
G - расход рабочего тела;
R - газовая постоянная;
Т -температура.
Измерив значения А/7, рвх, G и Т в необходимых точках рабочего
тракта на различных режимах (в расчетном диапазоне чисел Re),
можно получить зависимости ^* =/(Re) для отдельных элементов
реактора и сравнить эти зависимости с ранее полученными в процессе
газодинамической настройки.
Для более детального обследования гидродинамической (а,
следовательно, и тепловой) картины реактора аппарат 11Б91-ИР-100
оснащался перед проведением ХГДИ средствами измерений давления в
дополнительных точках.
Инструментарий ХГДИ оказался весьма действенным
средством контроля состояния рабочих трактов не только перед
огневыми испытаниями (все обнаруженные несовпадения коэффициентов
гидравлического сопротивления с ранее полученными тщательно
анализировались и причины несовпадений оперативно устранялись),
но и в период между огневыми пусками. На всех этапах
исследований реактора ЯРД ХГДИ являются базовым методом контроля,
позволяющим (конечно, в сочетании с другими методами) давать
обоснованные заключения и рекомендации по содержанию
дальнейших этапов работ с конкретным изделием.

240 Глава четвертая
Энергетический пуск
Под энергетическим пуском (в отличие от физического)
понимается первый вывод реактора ЯРД на уровень мощности, позволяющий
осуществить нагрев конструкции реактора и рабочего тела в ТВС до
близких к номинальным (или несколько более низких) температур.
Энергетический пуск [4.7] первого в СССР реактора ЯРД
(аппарата 11Б91-ИР-100) осуществлен 27 марта 1978 года. Его программой
предусматривалось:
- комплексное исследование работоспособности реактора,
определение его нейтронно-физических и теплогидравлических
характеристик;
- комплексная проверка функционирования технологического
оборудования и систем стендового комплекса;
- отработка методики и технологии огневых испытаний реактора ЯРД;
- исследование параметров радиационной обстановки на
территории стендового комплекса и вне его.
Реализация программы энергетического пуска первого реактора
ЯРД осуществлялась в следующей последовательности (в дальнейшем
эта технология с отдельными уточнениями стала канонической при
испытаниях других экземпляров реакторов).
Непосредственно энергетическому пуску предшествует примерно
трехсуточный (при непрерывной сменной работе) подготовительный период, в
ходе которого проводится подготовка к испытаниям реактора, стендовых
систем и служб внешнего обеспечения (энергетика, транспорт, медицина,
метеорология, радиационный контроль на близких и дальних - до
нескольких сот километров от стенда - расстояниях и др.).
После перехода от подготовительного к пусковому периоду и
всеобщей проверки готовности систем и служб, обеспечивающих пуск,
реактор выводится на минимально контролируемый уровень мощности
(около 0,3 кВт) и начинается продувка ТВС и других рабочих каналов
реактора азотом, а также проливка трактов охлаждения
расположенного вблизи реактора стендового оборудования малым расходом воды.
Через 40-50 минут, после очередной проверки нормативности
функционирования всего комплекса, система подачи воды выводится на номиналь-

Натурные испытания ЯРД
241
ный режим, включаются специальные факельные устройства,
обеспечивающие поджиг выхлопной струи водорода на выходе из реактора (для
предотвращения возможности взрыва водородного облака в атмосфере),
включается подача малого расхода водорода в каналы ТВС и тракты
охлаждения реактора (корпус-отражатель-замедлитель), вслед за чем
мощность реактора увеличивается (с периодом разгона 40-70 с) до так
называемого стартового уровня (-700 кВт).
После стабилизации достигнутого уровня (температура рабочего
тела на выходе из ТВС при этом составляет 500-600 К) расход
водорода по всем трактам увеличивается до номинального и мощность
реактора с периодом 30-40 с поднимается до заданной рабочей величины.
Продолжительность работы реактора на номинальной мощности
определяется программой испытаний, в энергетическом пуске первого
реактора ЯРД она составила -70 сек.
При достижении заданной продолжительности номинального
режима мощность реактора начинает плавно снижаться (автоматически
либо воздействиями оператора), затем (~ через 20 с после начала
снижения) ~ в 3 раза уменьшается расход рабочего тела, а еще через 3 минуты
начинается расхолаживание реактора азотом (расходом -0,8 кг/с),
продолжающееся около пяти часов.
Достигнутая в первом пуске тепловая мощность реактора (ее
значение определялось несколькими независимыми способами) составила
24±3 МВт. Некоторые другие параметры энергетического пуска
первого реактора ЯРД приведены в таблице 4.2 .
Таблица 4.2
Параметр
Расход водорода, кг/с
через 37 ТВС
через корпус-отражатель-замедлитель
реактора
Температура водорода на выходе, К
из ТВС
из отражателя
Расчетный
0,95
1,65
1500
470
Реализованный
1,15
1,69
1510-1750
365

242 Глава четвертая
Результаты анализа обширного массива информации, получаемой
в процессе энергетического пуска, служат базой для определения
программы предстоящих исследований. Данные энергетического пуска
первого реактора ЯРД подтвердили правильность принятых при
разработке аппарата 11Б91-ИР-100 конструктивных решений,
свидетельствовали о нормальном функционировании всех систем стендового
комплекса и служб обеспечения, что дало основания начать подготовку
реактора и стендовых систем к дальнейшим этапам работ.
Огневые испытания
Огневые испытания - квинтэссенция программы отработки
реакторов ЯРД, главная целевая точка многолетних усилий сотен
специалистов, проявление в реальном деле главной функции сложнейшего
стендового комплекса, материализация финансовых затрат на его
строительство, на создание нестандартного оборудования, на монтаж и наладку
уникальных стендовых систем, на подготовку кадров и составляющей
многие тома организационно-технической документации. Это и
проверка отлаженности схемы взаимодействия десятков участвующих в
испытаниях организаций, и решение тысяч больших и малых вопросов,
связанных с работой техники и взаимоотношениями людей.
Стержневым документом, организующим подготовку первых
огневых испытаний, являлась «Программа первой серии испытаний
аппарата 11Б91-ИР-100 на стендовом комплексе "Байкал-1"». В качестве
главной цели работ в ней определялись комплексная проверка
работоспособности реактора и его узлов, проверка правильности конструкторских и
технологических решений, принятых при проектировании реактора. В
ходе проведения огневых испытаний решаются такие задачи, как:
- исследование теплофизических и гидравлических
характеристик элементов конструкции реактора (определение
температурных полей и распределения давлений в замедлителе,
отражателе, ТВС, изучение процессов запуска, останова,
расхолаживания, определение состояния ТВС, других узлов и систем
реактора после испытаний);
- исследование нейтронно-физических характеристик реактора
(запаса реактивности, температурных, мощностных и плотностных
эффектов реактивности, динамических характеристик реактора
и исполнительных органов системы управления);

Натурные испытания ЯРД 243
- определение величины выноса из ТВС урана и продуктов
деления, изучение эффективности радиационной защиты,
внутренней (на территории стендового комплекса) и внешней
радиационной обстановки;
- исследование работы оборудования и систем стендового
комплекса, в том числе средств измерений и диагностики состояния
реактора с помощью специально разработанных методов и
аппаратуры (акустическая эмиссия, термонейтронные детекторы,
спектральный анализ излучений реактора и др.).
Характерной особенностью реактора ЯРД являются чрезвычайно
высокие удельные энергетические параметры и динамические качества. Так,
удельная тепловая мощность реактора составляет iV/Fa3=(l-5I03 МВт/м3
(N- тепловая мощность; V&a - объем активной зоны); среднемассовая
температура нагрева рабочего тела Т=3000 К; расходонапряженность
рТ^=150-300 кг/м2с (р - плотность, W - скорость). В процессе
испытаний реактора на близких к предельным режимах не исключена в
этой связи возможность отказа в работе его отдельных элементов и
узлов. Поэтому одной из важных задач огневых испытаний является
выявление возможностей ремонта аппарата в межпусковой период.
Отметим, что эти задачи пришлось решать уже в ходе первых огневых
испытаний. Так, перед вторым пуском была устранена возникшая
негерметичность корпуса реактора (путем переварки одного из сварных швов),
доработаны исполнительные органы регулирования (установлены
дополнительные ограничители угла поворота регулирующих барабанов), система
измерений (заменены некоторые датчики и преобразователи сигнала). Специально
разработанные для этих работ технология и оборудование обеспечили их
проведение без снятия реактора со стенда и при минимальном облучении
персонала (в пределах 2-4-кратной суточной дозы, что во много раз ниже
нормативов, предусмотренных для такого рода работ).
Первый экземпляр аппарата 11Б91-ИР-100 прошел два огневых
испытания - ОИ-1 C июля 1978 г.) и ОИ-2 A1 августа 1978 г.).
Перед каждым огневым испытанием, помимо предусмотренных
регламентом технологических работ на системах стендового
комплекса, проводилось всестороннее обследование состояния исследуемого
аппарата. Оно включало:

244
Глава четвертая
- контрольный физический пуск (КФП);
- холодные гидродинамические испытания (ХГДИ);
- холодный пуск с применением в качестве рабочего тела азота (ХПА);
- холодный пуск с применением в качестве рабочего тела водорода (ХПВ).
Две последние работы (ХПА и ХПВ) имели целью получить
комплексное представление о готовности к огневым испытаниям
стендовых систем, реактора и персонала.
Диаграмма изменения основных параметров на пуске ОИ-1
представлена на рис. 4.20. Применительно к огневым испытаниям была
разработана методика,
предусматривавшая многоступенчатый
вывод реактора на номинальный
режим. Так, в ходе пуска ОИ-1
реактор был выведен
последовательно на контрольный уровень
мощности C00 Вт),
промежуточный уровень D0 кВТ), стартовый
@,7 МВт), энергетический (то
есть реализованный ранее в
процессе энергетического пуска -
24 МВт) и, наконец, на
заданный программой номинальный
C3 МВт). Некоторые из этих
режимов отражены на рис. 4.20.
/о'
to'
?
3
f
г
I
i
J
Г
/
'ssssA
4
/
1
f
. Д
M
1
и
3
\ \
\ \
41
Я
Рис. 4.20 Диаграмма изменения
основных параметров испытания
реактора 11Б91-ИР-100 при пуске
ОИ-1:
1 - мощность реактора;
2 - расход рабочего тела,
охлаждающего корпус-отражатель-
замедлитель; 3 - расход рабочего
тела через ТВС
Общая продолжительность
работы на номинальном уровне
мощности составила около 90 с и
была ограничена лишь наличным
запасом водорода в стендовых
емкостях. После окончания номинального режима проведено плавное
снижение мощности реактора, а затем - плановое расхолаживание.
Через 38 суток после пуска ОИ-1 проводились испытания ОИ-2. В
межпусковой период осуществлены комплексное обследование состояния и
описанный выше ремонт аппарата, регламентные работы на стендовых
системах, а также предпусковые исследования: КФП, ХГДИ, ХПА и ХПВ.

Натурные испытания ЯРД
245
Диаграмма изменения параметров на пуске ОИ-2 представлена на
рис. 4.21. В ходе этих испытаний была реализована программа, не
предусматривавшая стабилизации мощности на энергетическом режиме, что
позволило сократить время переходных процессов и расходование
рабочего тела. Длительность номинального режима (N=42 МВт) составила
около 90 с (ограничена запасом рабочего тела), после чего было проведено
плановое снижение мощности и расхолаживание реактора.
to9
0
1 3 $ 7
Рис. 4.21 Диаграмма изменения основных параметров испытания
реактора 11Б91-ИР-100 при пуске ОИ-2:
1 - мощность реактора; 2 - расход рабочего тела, охлаждающего
корпус-отражатель-замедлитель; 3 - расход рабочего тела через ТВС
Проведенный после пуска ОИ-2 комплекс работ, включавший
проверку герметичности реактора, аттестацию гидравлических
характеристик проточных трактов, проверку критического состояния реактора,
осмотр внутренних полостей и каналов с помощью телевизионной
диагностической установки, дефектоскопию наиболее ответственных сварных
швов, проверку функционирования регулирующих барабанов и др.,
показал, что реактор находился в удовлетворительном состоянии,
позволявшем продолжить его испытания на более напряженных режимах.
Тем не менее, учитывая уникальность полученной информации и
целесообразность максимально глубокой оценки возможных изменений в мате-

246
Глава четвертая
риалах и конструкции реактора после проведенных работ, первый
аппарат 11Б91-ИР-100 решено было после пуска ОИ-2 со стенда снять,
подвергнуть разборке, дефектации и детальным исследованиям, начав
одновременно подготовку к испытаниям второго экземпляра аппарата.
В таблице 4.3 представлены некоторые параметры номинального
режима на энергетическом пуске (ЭП) и огневых испытаниях первого
экземпляра реактора ЯРД [4.7].
Таблица 4.3
Параметр
Мощность, МВт
Длительность номинального режима, с
Расход рабочего тела, и/с
— через корпус-отражатель-замедлитель
- через ТВС
Средняя температура рабочего тела на выходе из
ТВС, К
Давление рабочего тела, МПа
— на входе в корпус аппарата
— на входе в ТВС
— на выходе из ТВС
Средняя температура материала, К
— блоков замедлителя
— блоков отражателя
— корпуса аппарата (снаружи)
Расход воды охлаждения технологической консоли
аппарата, кг/с
ЭП
24
70
1,72
1,18
1670
6,04
1,9
1,1
405
356
315
8
ОИ-1
33
93
3,23
1,46
2630
9,46
2,2
1,2
397
381
320
8,3
ОИ-2
42
90
3,51
2,01
2600
10,65
2,4
1,3
398
371
325
8,3
В дальнейшем по описанным выше технологической и
методической схемам на стендовом комплексе «Байкал» были проведены
натурные испытания еще двух экземпляров реактора ЯРД - № 2 и № 3.
Так, в ходе испытания аппарата № 2 25 декабря 1981 года были

Натурные испытания ЯРД 247
достигнуты следующие показатели: мощность номинального режима -
63 МВт (длительность номинального режима - 38 с); расход рабочего
тела через ТВС - 1,8 кг/с, через корпус-отражатель-замедлитель -
3,3 кг/с; температура рабочего тела на выходе из ТВС - 2500 К;
давление рабочего тела на входе в корпус аппарата - 12,5 МПа, на
входе в ТВС - 3,3 МПа, на выходе из ТВС - 1,4 МПа; средняя
температура материала блоков замедлителя - 530 К, блоков отражателя -
420 К, корпуса аппарата (снаружи) - 310 К.
Проведенный анализ результатов испытаний и комплекс после-
пусковых исследований показали, что основные узлы реактора,
включая ТВС, успешно выдержали испытания и находились после их
окончания в удовлетворительном состоянии. Отмечено хорошее совпадение
расчетных и экспериментальных теплофизических и нейтронно-физи-
ческих характеристик, подтверждена, в основном, правильность
принятых при проектировании реактора конструкторских,
технологических и материаловедческих решений.
Вместе с тем, в ходе первых испытаний выявлен ряд неполадок в
работе отдельных узлов и систем двигателя: из-за сравнительно
низких значений достигнутой на пусках мощности реактора не было
завершено исследование возникающих термических напряжений и
поэтому не определены границы работоспособности блока замедлителя;
оказалась недостаточной информативность принятой для реактора
схемы измерений температур.
На стендовом комплексе «Байкал» впервые разработана и
внедрена принципиально новая в практике испытаний ракетных двигателей
технология работ, учитывающая радиационно- и ядерноопасные
условия, необходимость проведения непосредственно на стенде сложного
цикла работ с реактором, начиная с досборки и заканчивая разборкой
и дефектацией высокоактивной конструкции аппарата после
испытаний. Разработанные и внедренные организационно-технические
мероприятия по обеспечению радиационной, ядерной, пожаро- и взрывобез-
пасности позволили провести первые испытания реакторов ЯРД
безаварийно и тем самым подтвердить правильность технических
решений, принятых при проектировании стендового комплекса.

248 Глава четвертая
Радиационные исследования при проведении
натурных испытаний ЯРД
Радиационное воздействие является одним из наиболее
неблагоприятных факторов, сопровождающих наземную отработку и
эксплуатацию ЯРД. Необходимость проведения испытаний ТВС, реакторов и
самих двигателей на предельно напряженных, граничащих с
возможностью аварийного разрушения режимах предъявляет жесткие
требования к методам проведения испытаний, надежности средств защиты,
квалификации персонала. Обеспечению радиационной защиты людей
и стендового оборудования уделяется повышенное внимание на всех
стадиях работ, начиная от выбора места расположения стендового
комплекса (пустынный, ненаселенный район на территории, отчужденной
из хозяйственного пользования для нужд ядерного испытательного
полигона), проектирования (подземное исполнение большинства
сооружений, соединенных пешеходными и коммуникационными
тоннелями, надежная биологическая защита, дистанционно управляемое
оборудование и др.), строительства (применение тяжелого
монолитного железобетона, специальных сортов металла и др.) до разработки
детального регламента и технологии работ, обучения персонала и
повседневного обязательного контроля за соблюдением всеми
участниками испытаний должностных инструкций и требований правил
радиационной безопасности.
Важное место в этом ряду занимает экспериментальное изучение
параметров радиационной обстановки, возникающей при проведении
натурных испытаний. Такое изучение проводится при каждом
испытательном пуске как на территории стендового комплекса, так и далеко (иногда
за сотни километров) за его пределами. Учитывая, что в 70-е — 80-е годы
XX века натурные испытания ЯРД проводились (за исключением
испытаний ТВС в реакторе ИГР) с открытым выхлопом радиоактивного
рабочего тела в атмосферу, радиационные исследования охватывали широкий
круг направлений, главными из которых были следующие:
- изучение распределения экспозиционной дозы и мощности дозы
у-излучения на территории технической зоны;

Натурные испытания ЯРД 249
- измерение флюенса и энергетического спектра нейтронов, оценка
влияния активации нейтронами конструкционных материалов и
грунта на послепусковую радиационную обстановку;
- измерение уровней C-активного загрязнения территории
технической зоны и стендового оборудования;
- изучение закономерностей выхода продуктов деления урана в
рабочее тело в периоды пуска и расхолаживания реактора, включая
исследование изотопного состава продуктов в выхлопной струе;
- измерение концентраций радиоактивных продуктов в приземном
слое атмосферы как на территории технической зоны, так и на
различных расстояниях от нее по направлению распространения
облака выхлопных газов;
- оценка границ радиоактивного следа на местности, дисперсности
и изотопного состава выпавших аэрозолей;
- измерение индивидуальных доз у-излучения, полученных
испытателями послепусковых смен во время различных
технологических операций, разработка рекомендаций по совершенствованию
технологии работ с целью снижения величины получаемых доз.
В ходе этих исследований проводилось также изучение
метеорологических условий района испытаний, которые в целом благоприятны
для проведения работ, однако некоторые атмосферные явления
(приземные инверсии, прохождение температурно-барических фронтов,
снежные метели и пылевые бури, неблагоприятные - в сторону отдаленных
населенных пунктов - направления ветра и др.) иногда оказывают
влияние на график испытаний, задерживая проведение пуска на
несколько часов или суток. На основе полученной метеоинформации, а
также созданной (обоснованной теоретически и экспериментально)
модели выноса радиоактивных продуктов из выхлопной струи
разработаны методы прогнозирования радиационной обстановки применительно
к каждому пуску и выбраны разрешенные для проведения испытаний
(применительно к направлению ветра) азимутальные секторы.
В таблицце 4.4 [4.8] представлены прогнозные параметры
радиационной обстановки на местности, обусловленные испытаниями
реактора ИВГ-1.

250
Глава четвертая
Таблица 4.4
L, км
3
5
10
20
50
ЛГ=180МВт, т^=300 с
Добл/ВД
0,44
0,24
0,06
0,02
0,002
ПинДТГП
2,4
1,4
0,4
од
0,06
Здесь L - расстояние на местности от испытательного стенда;
Добл " доза внешнего облучения при прохождении
радиоактивного облака;
ПД - предельная годовая доза облучения для ограниченной
части населения (категория Б), равная 5 мЗв @,5 бэр);
Пинг - активность продуктов деления, поступивших в организм
человека через органы дыхания за время прохождения
радиоактивного облака;
ПГП - предельное годовое поступление продуктов деления
через органы дыхания (согласно рекомендациям Международной
комиссии по радиационной защите 1988 года, составляет 1 мЗв).
При составлении прогноза учитывалось, что преобладающая часть
вынесенных в ходе испытаний реакторов ЯРД продуктов деления,
поднятых струей рабочего тела на высоту 200-500 м, относилась ветром
за пределы технической зоны. Соприкосновение радиоактивного
облака с землей происходит обычно (в зависимости от метеоусловий) на
расстоянии 3-5 км от точки выброса. В зоне соприкосновения
отмечались максимальные значения концентрации в приземном слое воздуха
и плотности выпадения на почву радиоактивного вещества. Затем
уровни загрязнения воздуха и почвы снижались до фоновых значений на
расстояниях около 50 км от места испытаний, то есть в пределах
территории полигона.

Натурные испытания ЯРД
251
Однако радиоактивные продукты выносятся в атмосферу не
только во время пуска, но и при расхолаживании реактора [4.9] и в
процессе послепусковых гидродинамических испытаний. Вынос в эти
периоды несравненно мал в сравнении с выносом во время работы
реактора, но обладает особенностью, связанной с малой высотой уноса
продуктов из «вялой» холодной выхлопной струи. Эти особенности
приводят к выпадению радиоактивных веществ, в основном, в
непосредственной близости от реактора в пределах технической зоны
стендового комплекса. Количественные значения наблюдавшихся
загрязнений приведены в таблице 4.5.
Таблица 4.5
Характеристика
Плотность загрязнения C-частиц, 1/см2мин
Концентрация радиоактивных продуктов в
воздухе, кюри/л
Уровень у-излучения, бэр/год
Район измерения
Техническая
зона
105-106
1(Г8
0,01
Прилегающая
зона
101
ю-10
0,05
Заметим, что по действовавшим нормативам допустимый
уровень р-активного загрязнения помещений постоянного пребывания
персонала составлял 2-Ю3 |3-частиц/см2мин, а для периодически
посещаемых помещений - 8103 Р-частиц/см2мин. Допустимая доза
облучения населения составляет 0,1 бэр/год. Таким образом, даже в
технической зоне, где пребывание населения исключено, доза облучения
не превышает 10% предельной для населения нормы, а на дальних
расстояниях, тем более за пределами территории полигона она
находится в пределах < 1-2% нормы.
Столь невысокие уровни радиоактивного загрязнения воздуха и
поверхностей в послепусковой период дали возможность применять для
защиты работающего на открытых площадках персонала послепусковых
смен лишь легкие средства индивидуальной защиты, такие как респиратор
«Лепесток-200».Тем более, что после окончания расхолаживания
реактора или ХГДИ уровни загрязнения территории технической зоны быстро

252
Глава четвертая
снижались и уже спустя одни сутки работы почти повсеместно велись
без ограничений. Фактически индивидуальные дозы у-облучения
персонала всегда оказывались существенно ниже предельных норм
E бэр/год) и лишь в единичных случаях (участие в ремонтных
работах и других разовых операциях) достигали 1-2 бэр/год.
Коллективная доза у-облучения за межпусковой период также невелика, не
превышает 25-30 человеко-бэр/год.
Радиационная обстановка, возникающая при испытании
реактора ЯРД (аппарата 11Б91-ИР-100) отличается от таковой при работе
реактора ИВГ. Это обусловлено как иными режимами испытаний, так
и тем обстоятельством, что реактор ЯРД располагается при
испытаниях выше уровня перекрытия испытательного корпуса и окружен лишь
расположенным на расстоянии -0,5 м от боковой поверхности
полуметровым слоем воды.
На рис. 4.22 представлена
измеренная мощность
экспозиционной дозы у-излучения на
различных расстояниях от реактора во
время испытаний первого
экземпляра аппарата 11Б91-ИР-100.
Из-за особенности расположения
реактора при испытаниях можно
полагать, что на расстоянии до
1 км от него основную долю
(90%) в мощность
экспедиционной дозы у-облучения вносит
реактор и лишь 10% — излучение
движущегося по направлению
ветра радиоактивного облака. На
расстоянии около 2 км вклад
обоих источников излучения
становится сравнимым, а далее доля
излучения реактора в общей дозе
у-излучения оказывается все
менее существенной.
Расстояние, м
Рис. 4.22 Мощность
экспозиционной дозы у-излучения при
испытаниях реактора 11Б91-ИР-100 на
различных расстояниях от стенда:
• - энергетический пуск; о -
испытание ОИ-1; А - испытание
ОИ-2

Натурные испытания ЯРД
253
Максимальные значения мощности экспозиционной дозы при
испытаниях реактора ЯРД составили: на границе технической зоны C00 м
от реактора) - 300 р/ч, на расстояниях 3 км - 4 мр/ч, 5 км - 0,03 мр/ч,
70 км (на высоте 250 м, измерения проведены аппаратурой
специально оборудованного самолета) - 20 мкр/ч. Ширина радиоактивного
облака на расстоянии 70 км составляла 2,5 км, а его протяженность
около 10 км.
Изменение мощности
экспозиционной дозы у-излучения
после прекращения пуска показано
на рис. 4.23. Как видно,
установка через ~2 часа после
останова реактора массивного блока
биозащиты снижает мощность
дозы примерно в 3 раза, что
свидетельствует о большом вкладе в
общую сумму наведенной
активности стендовых
металлоконструкций и железобетона. Роль
прямого излучения реактора в
формировании послепусковой
радиационной обстановки невелика.
Так, интенсивность у-излучения
на расстоянии 100 м после
установки биозащиты уменьшается
всего в 1,2 раза.
Spent, мин
Рис. 4.23 Изменение мощности
экспозиционной дозы у-излучения
после пуска у торца реактора
(энергетический пуск) и на
Непосредственно же у
поверхности реактора мощность расстоянии 0,5 м от торца
дозы у-облучения остается вы- реактора (испытание ОИ-2)
сокой длительное время.
Полученные результаты измерений (через 40 суток после
энергетического пуска мощность дозы на поверхности реактора составляла 1 р/ч)
послужили исходным материалом для разработки специальной
технологии описанных выше ремонтно-профилактических работ на
первом экземпляре реактора.

254 Глава четвертая
В радиоактивное загрязнение территории технической зоны
наибольший вклад вносят выпадение и последующий ветровой перенос
таких изотопов как иод-133, иод-134, иод-135, стронций-92, цирко-
ний-97, а также активация грунта и пыли. Наиболее интенсивное
загрязнение территории технической зоны происходит в первый час
расхолаживания реактора. Радиоактивный след на расстоянии до ~4 км
от точки испытаний также обусловливается, в основном, периодом
расхолаживания. Это дает основание рекомендовать в будущем
проведение как минимум расхолаживания и послепусковых ХГДИ с
применением закрытого выхлопа.
Общее количество выпавших в следе радиоактивных продуктов
через 10 ч после пуска составляет 2,5 мкюри, или около 0,03% суммы
вынесенных в атмосферу радиоаэрозолей. Это означает, что основная
часть радиоактивных продуктов уносится ветром на дальние
расстояния. Вследствие значительного разбавления исходного облака
воздушными массами и снижения активности за счет распада
первоначальных и промежуточных радиоактивных продуктов дополнительное
облучение населения в районах прохождения облака оказывалось в
сравнении с естественным радиационным фоном пренебрежимо малым.
Испытания внереакторных узлов ЯРД
Ядерный ракетный двигатель имеет, помимо реактора, несколько
ответственных узлов и систем, подлежащих автономной и
комплексной отработке. Главные из них - турбонасосный агрегат, агрегаты
системы управления и регулирования, сопло. Для целей комплексной
(но без реактора) отработки этих систем до необходимого уровня
надежности программа создания ЯРД предусмотрела испытания так
называемого «холодного» двигателя 11Б91Х ([4.10] - рис. 4.24),
конструкция которого максимально воспроизводит натурный двигатель, но
не содержит в своем составе ядерный реактор. Последний в составе
двигателя 11Б91Х имитируется (в тепловом и газодинамическом
качестве) посредством блока теплообменников, энергетику которых
обеспечивает сжигание в газогенераторе кислородо-водородного топлива.

Натурные испытания ЯРД
255
Рис. 4.24 Пневмогидравлическая схема «холодного» двигателя
11Б91Х в сочетании со стендовой установкой для подогрева водорода:
1 - турбонасосный агрегат; 2 - бустерный преднасос; 3 - дроссель
перепуска; 4 - магистральный дроссель; 5,6 - управляющие пневмо-
клапаны; 7 - блок электропневмоклапанов; 8 - дроссель системы
управления космическим аппаратом по крену; 9 - теплообменник;
10 - газогенератор; 11- регулятор расхода; 12, 13 - пневмоклапа-
ны; 13 - электропневмоклапаны
Для испытаний двигателя 11Б91Х в подмосковном НИИ
химического машиностроения создан специализированный стенд,
обеспечивающий необходимые расходы (до 4 кг/с) жидкого водорода для
двигателя, а также кислородную и водородную системы для питания
тепловой энергией блока теплообменников.

256
Глава четвертая
Главными задачами, решаемыми при таких испытаниях, являются:
- отработка конструкции агрегатов двигателя на номинальном и
других режимах работы;
- снятие гидравлических характеристик проточного тракта двигателя;
- экспериментальная увязка энергетического баланса двигателя;
- исследование проблем запуска и останова двигателя;
- оптимизация и определение эффективности системы
регулирования двигателя, включая изучение его динамики, масштаба и
характера внутренних обратных связей;
- оценка точности настройки двигателя;
- наработка основных агрегатов двигателя на время,
превышающее заданный техническим заданием ресурс.
Для реализации этих задач в КБ Химавтоматики было
изготовлено (и заново воссоздано после дефектации предыдущих экземпляров)
более 65 двигателей 11Б91Х, проведено свыше 160 их испытаний на
жидком водороде. Максимальная наработка на одном двигателе
составила 13360 с, что более чем втрое превышает заданный ресурс.
Таблица 4.6
Характеристика работ
Автономная отработка:
- ТНА, число
испытаний
- агрегатов, число
прошедших
испытания
Комплексная отработка
агрегатов в составе
холодного двигателя:
- проведено
испытаний
- число двигателей,
прошедших
испытания
- суммарная
наработка, с
- средняя наработка
одного двигателя, с
- максимальное время
работы одного
двигателя, с
Годы
1968
9
5
-
1969
8
4
-
1970
15
2
9
5
1250
250
493
1971
21
5
14
4
3400
850
1068
1972
8
4
15
3
2000
660
958
1973
16
6
23
8
8100
100
2086
1974
16
6
23
11
15800
1440
3035
1975
20
6
36
18
31615
1790
3388
1976
10
2
30
14
35572
2538
13360
1977
6
1
12
4
11673
2918
12298

Натурные испытания ЯРД 257
Некоторые данные по отработке агрегатов ЯРД в составе
холодного двигателя 11Б91Х представлены в таблице 4.6 [4.10].
В ходе таких испытаний определяются гидравлические
характеристики основного насоса H=f(Q, n) (Я- напор насоса; Q - расход
рабочего тела; п - число оборотов ротора) и бустерного преднасоса (с
приводом от гидротурбины), газодинамические характеристики турбины
(т|т - коэффициент полезного действия турбины; т; -
приведенная окружная скорость ротора), а также кпд насосов и турбины.
В проведенных испытаниях кпд основного насоса находился в
диапазоне Г|н=0,65-*-0,67, бустерного преднасоса - Т|бн= 0,33^-0,35, кпд
турбины - в пределах Г|т=0,60-М),63 при числе оборотов на номинальном
режиме «=66000 об/мин.
В процессе испытаний оптимизируются характеристики (скорости
перекладки) регулирующих дросселей с тем, чтобы обеспечить
постоянство температуры рабочего тела перед турбиной, заданное давление
водорода на выходе из насоса, устойчивость работы двигателя на всех
режимах, определяется надежность срабатывания клапанов системы
управления.
Особое внимание при испытаниях «холодного» двигателя
уделялось исследованию процесса запуска ЯРД. Использование в качестве
рабочего тела водорода, имеющего низкую температуру кипения G^=33 К,
ркр=1,28 МПа) приводит к необходимости рассмотрения в первые
моменты времени (до достижения в трактах изделия критического
давления) двухфазного течения. При сверхкритическом давлении жидкий
водород без кипения становится газообразным.
Как показывает опыт разработки криогенных ЖРД, перед
запуском необходимо осуществлять захолаживание турбонасосного
агрегата и преднасосных магистралей. При таком способе и запуск ЯРД
становится более безопасным и прогнозируемым.
На рис. 4.25 представлены расчетные (сплошные кривые) и
экспериментальные (пунктир) кривые изменения некоторых параметров
двигателя в первые секунды пуска.
Температура и давление водорода на входе в «холодный»
двигатель изменялись в эксперименте в пределах Твх=22,1^-22,8 К,

258
Глава четвертая
Р,
КЗ
см2
200
150
100
50
об
рвх=0,47-*-0,49 МПа. При
неработающих стендовых
газогенераторах («реактор» еще не
выведен на энергетический режим)
двигатель выходит на режим
предварительной ступени
(и=40-108+48108 об/мин) за счет
тепла, аккумулированного в
блоке теплообменников. Через ~7 с
после включения газогенераторов
(этот период в натурном
двигателе соответствует переводу
реактора со стартового уровня
мощности на номинальный)
обороты ротора ТНА достигают
номинального значения.
Исследование процесса за-
холаживания двигателя (общая
масса захолаживаемых,
покрытых пенополиуретановой
изоляцией агрегатов составляет ~
80 кг) приводит к следующим
результатам:
- длительность захолаживания - около 130 с;
- потери жидкого водорода на захолаживание ~ 35 кг.
Отработка внереакторных узлов и агрегатов в ходе испытаний
«холодного» двигателя 11Б91Х и исследование начального этапа
запуска двигателя дают основание для соединения этих элементов с
прошедшим натурные испытания реактором и перехода к натурным
испытаниям ЯРД на жидком водороде. Однако, как указывалось выше,
в СССР эта, заключительная стадия создания ЯРД осталась
нереализованной в связи с принятием в конце 80х годов XX века решения о
прекращении опытно-конструкторских работ.
20
10
0 2 4 б 8 10 х.с
Рис. 4.25 Диаграмма испытания
«холодного» двигателя 11Б91Х
(первые секунды пуска)

Натурные испытания ЯРД 259
Обеспечение радиационной и ядерной
безопасности при эксплуатации ЯРД и ЯЭУ
Ядерный двигатель или энергетическая установка, прошедшие
все стадии отработки в наземных условиях и признанные годными
для применения в составе космического аппарата, обязаны быть
укомплектованы средствами, которые, не имея прямого отношения
к основной функции этих устройств, выполняют, тем не менее,
важнейшую роль - обеспечивают безопасность использования
ядерных объектов на всех стадиях эксплуатации: от процесса сборки на
заводе-изготовителе до приведения в радиационно безопасное
состояние после завершения работы на космической траектории или
орбите. Исключительно высокие требования к надежности средств
обеспечения радиационной безопасности (ОРБ) ЯРД и ЯЭУ
объясняется возможным высоким уровнем и широким диапазоном
радиационного воздействия при гипотетической аварии таких устройств -
от незначительного облучения малых групп людей до заметного
влияния на население различных стран мира.
Согласно общепризнанной ныне концепции, ЯРД и ЯЭУ могут
выводиться на энергетический и более высокие уровни мощности
лишь после выхода космического аппарата на опорную орбиту ИСЗ.
Конечно, существует ненулевая вероятность возникновения
радиационно опасной ситуации и до этого момента. Имеются в виду
неудачные транспортные операции на Земле или послестартовая
авария ракеты-носителя, при том обстоятельстве, что в результате
подобных коллизий не работавший на высокой мощности (а
значит, неактивированный) реактор может оказаться в среде,
являющейся эффективным замедлителем и отражателем нейтронов
(такой средой является, в первую очередь, вода естественного или
искусственного водоема). И хотя исключить подобную возможность
теоретически нельзя, все же средства предотвращения подобной
ситуации технически несложны и достаточно надежны (главная идея -
гарантированно обеспечить подкритичность реактора при любых
предполагаемых метаморфозах).

260
Глава четвертая
D
час
10Р
1О2
10*
; Один час после
' останова
^—^
1 год работы
10 лет работы
—*—^
\
0,1
10
100 Теод
бэр Основное же внимание в
проблеме ОРБ ЯРД и ЯЭУ
справедливо уделяется иному
аспекту: как обеспечить безопасность
населения Земли при
несанкционированном (аварийном) сходе
с орбиты ИСЗ космического
аппарата с уже работающей (или
работавшей) ядерной
установкой, а также после планового
завершения функционирования
такого объекта.
На рис. 4.26 приведены
уровни мощности дозы у-излу-
чения, создаваемые реактором,
проработавшим на мощности
100 кВт 1 год или 10 лет, в
зависимости от времени,
прошедшего после его выключения
[4.11]. В первые десятки-сотни
лет мощности излучения таковы, что даже в случае глобального
рассеивания осколков ЯРД или ЯЭУ на больших территориях (акваториях)
планеты дозы внешнего или внутреннего облучения населения могут
оказаться заметными в сравнении с естесственным радиационным
фоном. Тем более такие опасения справедливы в случаях компактного
падения ядерной установки или ее фрагментов в населенных районах.
Подобные аварии уже имели место: в 1965 г. на спутнике США
«Транзит» вышел из строя радиоизотопный генератор SNAP-9A и его
топливо - плутоний-238 глобально рассеялось в атмосфере в виде частиц
субмикронного размера, в 1969 г. после аварии на старте в
Атлантический океан упал спутник США «Нимбус» с радиоизотопным
генератором SNAP-19, в 1978 г. в результате неуправляемого возвращения
на Землю советского спутника «Космос-954» фрагменты его ядерной
энергетической установки упали на ненаселенную территорию
Канады, вызвав международные осложнения.
Рис. 4.26 Зависимость мощности
^-излучения реактора,
работавшего 1 год и 10 лет на тепловой
мощности 100 кВт, от времени,
прошедшего после останова

Натурные испытания ЯРД 261
Совокупность этих аварий, получив широкий общественный
резонанс, послужила выработке международно согласованных принципов
применения ядерных космических энергетических установок и
обеспечения их радиационной безопасности.
Одним из важных аспектов решения этой проблемы является выбор
рабочей (или, в зависимости от выполняемой задачи, опорной) орбиты.
Как показывают проведенные (теоретически и экспериментально)
исследования, практически безопасными для населения Земли орбитами для
таких КА являются орбиты высотой 800 и более километров. Пассивное
существование на таких высотах космических объектов обеспечивается
в течение многих сотен лет, что достаточно для снижения
радиоактивности выработавшего ресурс или аварийного КА с ядерной установкой
до радиационно безопасного уровня. С другой стороны, ряд задач, при
решении которых целесообразно применение ЯРД или ЯЭУ, требует
более низких орбит. Критерием для определения нижнего предела высоты
допустимой орбиты, по-видимому, может служить положение,
предусматривающее, что время пассивного существования на такой орбите
должно быть достаточным, чтобы в случае необходимости можно было
организовать увод объекта с этой орбиты на более высокую даже в случае
отказа бортовых обеспечивающих систем. Так, время пассивного
существования космического аппарата на орбите высотой 400 км превышает
один год, и этот срок можно считать сегодня достаточным
(по-видимому, минимально достаточным), чтобы подготовить полет к аварийному
объекту, имеющий целью предотвратить аварийную ситуацию. Таким
образом, интервал 400-800 км и выше является тем оптимальным
диапазоном высот околоземных орбит, в котором могут работать
длительное время или начинать работу перед выходом на более высокие орбиты
и дальние траектории КА с ядерными двигательными и энергетическими
установками. В качестве основного средства ОРБ таких аппаратов
сегодня общепризнанной является так называемая система увода,
призванная обеспечить подъем высоты рабочей орбиты аварийного или планово
прекратившего функционирование КА до 800 км и более, перевод его на
«орбиту высвечивания». Массовые затраты на создание такой системы
оцениваются как примерно 15% от массы уводимого аппарата (при
использовании для этой цели ЯРД и остатков рабочего тела эти затраты
могут оказаться меньшими).

262 Глава четвертая
Казалось бы, наличие системы увода на борту КА с ЯРД (или
ЯЭУ) кардинально решает все проблемы ОРБ. Но это только на
первый взгляд. Дело в том, что надежность таких систем
(включая, разумеется, бортовые и наземные средства управления ими),
сколь бы совершенны и отработаны они ни были, всегда будет
отличаться от единицы. Поэтому, отмечая чрезвычайно высокую
значимость защиты населения Земли от даже маловероятных
аварийных случайностей, такие аппараты в обязательном порядке
предусматривается оборудовать, помимо основной (система увода),
дублирующей системой ОРБ.
В качестве последней рассматриваются устройства, основанные
на различных технических предложениях. Одно из них
предусматривает (повторим - в случае отказа основной системы)
аэродинамическое разрушение реактора и его фрагментов до частиц допустимых
размеров в ходе управляемого или неуправляемого спуска ЯРД или
ЯЭУ в атмосфере Земли. К достоинствам этого метода относятся его
большая надежность (для неуправляемого спуска не требуются
двигательная установка, системы стабилизации и ориентации,
управление с Земли), а также то, что он требует минимальных
дополнительных массовых затрат.
Проведенные исследования показали принципиальную возможность
организации аэродинамического разрушения конструкции реактора
ЯРД, удовлетворяющего требованиям по размерам образующихся
частиц (-70-120 мкм). Однако ряд вопросов, связанных с практической
реализацией этого метода требует дополнительного изучения.
Из числа других рассматриваемых дублирующих систем ОРБ
заслуживают внимания две. Одна такая система предусматривает
предварительное (до аэродинамического) разрушение реактора
кумулятивным взрывом заряда химических ВВ. Исследования, проведенные на
макетах реактора ЯРД [4.12], показали, что при отношении веса
зарядов, установленных за блоком радиационной защиты, к весу
разрушаемой активной зоны 1:5, до 95% массы образующихся частиц
имеет размеры менее 100 мкм (рис.4.27). Последующее
аэродинамическое доразрушение образовавшихся частиц в атмосфере создает
картину, удовлетворяющую самым строгим требованиям.

Натурные испытания ЯРД
263
л
/К
0
ш
* ¦
¦i
— —
0
80
60
40
20
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Х/, ш
Рис. 4.27 Экспериментальные кривые распределения по размерам
частиц, образующихся при взрыве посредством кумулятивного
заряда химических ВВ модели ЯРД:
• - результаты, полученные при отношении веса заряда (G3) к
весу модели (GM), равном 0,22; о - результаты, полученные при
GJGM = 0,182 М
Наконец, еще одним методом диспергирования реактора является
разрушение его конструкции химическими реагентами. Достоинством
такого метода является возможность доведения размеров
образующихся частиц практически до молекулярного уровня, а недостатки
связаны с необходимостью иметь на борту КА в течение всего срока
эксплуатации большие количества остро агрессивных жидкостей (для
уничтожения 1 кг растворяемого вещества реактора требуется 3-4 кг смеси
соляной, серной и фосфорной кислот), а также с медленным
характером процесса растворения (потребное время - многие часы). В
некоторых специфических случаях метод химического диспергирования
представляет тем не менее определенный интерес.

264 Глава четвертая
Из гипотетически пригодных (но малоисследованных) методов
дублирования системы ОРБ упомянем еще метод, основанный на
использовании для разрушения активной зоны собственного тепловыделения
при разгоне реактора до максимального уровня мощности. В этом
случае материал ТВС и других элементов реактора в течение нескольких
секунд будет расплавлен и частично испарен, после чего подвергнется
аэродинамическому доразрушению и рассеянию в верхних слоях
атмосферы. Однако размеры образующихся при этом фрагментов и их
дальнейшее поведение могут быть изучены только экспериментально
на конкретных образцах.
Такова, в кратком изложении, сущность методов обеспечения
радиационной безопасности ЯРД и ЯЭУ после завершения их работы в
космосе. Повторим, что главным средством ОРБ остается система,
основанная на уводе КА с ядерным источником энергии на высокую
орбиту, и именно отработке этой системы до максимального уровня
надежности должно уделяться первостепенное внимание.

Натурные испытания ЯРД 265
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 4
4.1. Демянко Ю.Г., Зайцев В А., Лаппо В.В., Терехов Е.П.,
Федотов РА. Стендовая база для натурных испытаний ЯРД.
Состояние и перспективы развития. - Статья в сб. «Ракетные
двигатели и энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1973.
4.2. Акопов Р.Б., Демянко Ю.Г., Зайцев ВА., Лазарев А.М.,
Лаппо В.В. и др.Стендовый комплекс для натурных испытаний
реактора двигателя 11Б91 на газообразном водороде. - Статья
в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки».
Серия IV I НИИТП, 1981.
4.3. Калганов К Д., Сметанников В.П., Уласевич В.К., Дьяков Е.К.
и др. Место реактора ИВГ-1 в перспективной программе
создания ЯРД для марсианской экспедиции. - Доклад на третьей
отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные
ракетные двигатели». Доклады, ч. II. Подольск, 1993.
4.4. Муравин ЕЛ., Федик И.И. Статистическая модель
термомеханической повреждаемости стержневых ТВС из хрупких
материалов. - Доклад на третьей отраслевой конференции
«Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели».
Доклады, ч. II, Подольск, 1993.
4.5. Дегтярева АЛ., Захаркин И.И., Ионкин В.И., Коновалов В А.
и др. Проблемы нейтронной физики и ядерной безопасности
реактора ЯРД минимальных размеров. - Доклад на третьей
отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные
ракетные двигатели». Доклады, ч. I, Подольск, 1993.
4.6. Беляков BJB., Горбатых АЛ., Зеленский Д.И., Котов В.М. и
др. Физические исследования активных зон прототипов
реакторов ЯРД на стендовом комплексе «Байкал!». - Доклад на тре-

266 Глава четвертая
тьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе.
Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. I, Подольск, 1993.
4.7. Захаркин И.И., Ионкин В.И., Коновалов В А., Машков АХ. и
др. Разработка ЯРД на основе реактора минимальных размеров
ИРГИТ. Энергетические испытания опытного образца ядерного
реактора. - Доклад на третьей отраслевой конференции
«Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели».
Доклады, ч. II, Подольск, 1993.
4.8. Гаврилин Ю.И., Дериглазов В.И., Маргулис УЛ., Хрущ В.Т. и
др. Осуществление радиационной безопасности населения на
территориях вокруг стендового комплекса высокотемпературных
газоохлаждаемых реакторов. - Доклад на третьей отраслевой
конференции «Ядерная энергетика в космосе. Ядерные ракетные
двигатели». Доклады, ч. III, Подольск, 1993.
4.9. Гаврилин ЮЛ., Дериглазов ВЛ., Хрущ В.Т., Дьяков EJC. и др.
Особенности радиоактивных выбросов в заключительные периоды
расхолаживания исследовательских высокотемпературных
газоохлаждаемых реакторов с открытым выхлопом. - Доклад на
третьей отраслевой конференции «Ядерная энергетика в космосе.
Ядерные ракетные двигатели». Доклады, ч. III, Подольск, 1993.
4.10. Белогуров А.И., Григоренко Л.Н., Мамонтов Ю.И.
Комплексное исследование агрегатов ЯРД в условиях, близких к
натурным. - Доклад на третьей отраслевой конференции «Ядерная
энергетика в космосе. Ядерные ракетные двигатели». Доклады,
ч. II, Подольск, 1993.
4.11. Лихушин ВЛ., Еременко АА., Гафаров АА. К проблеме
обеспечения радиационной безопасности населения Земли при
применении ядерных двигательных и энергетических установок в
космической технике. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1973.
4.12. Байдаков С.Г., Косое А.В., Трескин ЮА., Томашевич И.И.
Обеспечение радиационной безопасности с помощью
кумулятивных зарядов ВВ при использовании ядерных источников энергии
космического назначения. - Статья в сб. «Ракетные двигатели
и энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1979.

и ЯЭУ с газофазным реактором 267
Глава пятая
ЯДЕРНЫЕ РАКЕТНЫЕ ДВИГАТЕЛИ
И ЯДЕРНЫЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ
УСТАНОВКИ С ГАЗОФАЗНЫМ РЕАКТОРОМ
Особенности ЯРД и ЯЭУ с газофазным
реактором и научные проблемы, связанные с
их разработкой
В 50-е годы XX века в качестве источника энергии для ракетных
двигателей и энергетических установок начали рассматриваться
ядерные реакторы, в которых делящееся вещество находится в
газообразном виде, то есть или в виде урановой плазмы, или в виде соединения
урана, которое остается газообразным в рабочем диапазоне
температур. В последнем случае в качестве такого соединения рассматривался
гексафторид урана.
В НИИ тепловых процессов (ныне Центр Келдыша), начиная с
середины 50-х годов, проводились работы по исследованию
газофазного ядерного реактора как источника энергии для ракетного
двигателя [5.1]. Удельный импульс тяги двигателя определяется
температурой нагрева и молекулярным составом газов, истекающих из
сопла. Поэтому стремление увеличить удельный импульс тяги требует
повышения температуры нагрева газа и использования газов,
имеющих низкий молекулярный вес. Применение газофазного реактора, в
котором рабочее тело нагревается излучением из зоны, заполненной
урановой плазмой, позволяет использовать в качестве рабочего тела

268
Глава пятдя
Рис. 5.1 Схема твэла газофазного
полостного ядерного реактора:
1 - отражатель-замедлитель;
2 - зона газообразного делящегося
вещества; 3 - зона протока
рабочего тела; 4 - подпитка
убыли делящегося вещества; 5 -
подача рабочего тела
водород, который в принципе
может быть нагрет до
температуры, значительно
превышающей температуру плавления
конструкционных материалов.
Возможны различные
варианты высокотемпературных
газофазных тепловыделяющих
элементов. Они отличаются друг от
друга в основном способом
организации течения и
теплопередачи в твэле [5.2]. В работе [5.3],
где приводятся некоторые
результаты исследований по
газофазному полостному ядерному
реактору, описана схема твэла с
застойной зоной делящегося вещества
(рис. 5.1). В этом твэле
делящееся вещество в виде урановой плазмы находится в центре полости,
окруженной замедлителем-отражателем нейтронов. Вблизи стенок
полости движется другой газ - рабочее тело, которое нагревается
излучением высокотемпературной плазмы.
Основными научными задачами, решение которых обеспечит
техническую реализацию газофазного ядерного реактора и,
соответственно, ядерных ракетных двигателей и ядерных энергетических
установок рассматриваемого типа являются:
1. Обеспечение критичности газофазного ядерного реактора, то есть
определение размеров и конструкционных материалов реактора,
концентрации ядер U235 и соответствующего этой концентрации
рабочего давления в газофазном твэле, при которых реализуется
самоподдерживающаяся реакция деления.
2. Удержание делящегося вещества в центральной зоне твэла в
условиях действия силы тяжести и обтекания этой зоны
потоком рабочего тела, то есть минимизация выноса делящегося
вещества из реактора. Решение этой проблемы связано с исследо-

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 269
ваниями перемешивания струй газов различной плотности, в том
числе с изучением гидродинамической устойчивости и
турбулентности таких течений, а также методов подавления развитой
турбулентности, например, воздействием на течение
ионизированных газов магнитного поля.
3. Получение достоверных данных о теплофизических
(термодинамических, оптических, переносных) свойствах рабочих тел при
давлениях и температурах, характерных для газофазного твэла.
4. Термоакустическая устойчивость рабочего процесса в твэле с
учетом воздействия на акустические колебания объемного
тепловыделения и - при необходимости - магнитного поля.
Разумеется, перечисленные проблемы не исчерпывают всех
особенностей и сложностей, которые могут возникнуть при создании
газофазных тепловыделяющих элементов, но они являются наиболее
характерными для различных схем твэлов.
При истечении нагретого в реакторе рабочего тела через
сверхзвуковое сопло удельный импульс тяги определяется в основном
теплосодержанием газа. Хотя при передаче тепла от делящегося вещества к
рабочему телу излучением допустимая по условиям термопрочности
температура конструкционных материалов непосредственно не
ограничивает температуру нагрева рабочего тела, она все же косвенно влияет
на величину предельного нагрева рабочего тела в газофазном реакторе.
Это влияние обусловлено тем, что некоторая доля энергии реакции
деления выделяется в твердых элементах конструкций реактора (при
замедлении нейтронов и поглощении у-излучения). При съеме тепла,
выделяющегося в этих элементах, основным рабочим телом
(регенеративное охлаждение) теплосодержание рабочего тела на входе в
газофазный твэл ограничивается допустимой температурой материала
конструкций. При использовании для охлаждения твердых элементов
двигателя, в которых доля выделения тепловой мощности реактора равна %,
всего расхода рабочего тела, получим, что предельный нагрев рабочего
тела в газофазном реакторе равен:
где А/А - предельный нагрев рабочего тела в каналах конструкции
газофазного ЯРД.

270 Глава
Величина % определяется схемой газофазного реактора и
составляет %=О,1-5-О,15 (для ЯРД с твердофазным реактором %=1). Исследования
газофазных ЯРД с замедлителем-отражателем из окиси бериллия пока-
зали, что их максимальный с учетом указанных ограничений удельный
импульс тяги может составить 2000 с [5.1]. Удельный импульс тяги
газофазного ЯРД может быть, однако, существенно повышен, если
использовать для снятия тепла с конструкции двигателя
дополнительный контур охлаждения со сбросом тепла в космическое пространство
посредством излучателя. Этот контур может иметь свое рабочее тело
или же использовать основное.
Исследования схем газофазных ЯРД со сбросом тепла через
излучатели показывают, что их удельный импульс тяги может достигать 4000-
6000 с [5.1, 5.4]. Теоретическими оценками, проведенными как в
нашей стране, так и в США, показана существенная зависимость массы
двигателя (с излучателем и вспомогательными системами) и
предельного значения удельного импульса тяги от величины тяги двигателя. В
области сравнительно малых тяг (порядка нескольких десятков кило-
ньютон) величина удельного импульса тяги существенно увеличивается
с увеличением тяги. При достижении тяги, равной 100 кН, рост
удельного импульса тяги замедляется, достигая затем при тяге 200-300 кН и
давлении в полости реактора 100 МПа указанного выше предельного
значения, равного 4000-6000 с.
По оценкам работы [5.4], подобный двигатель мог бы быть
использован для обеспечения пилотируемой экспедиции к Марсу. При
ограничении продолжительности полета 60 днями полная масса
корабля на орбите Земли составляет 2000 т, а при продолжительности
80 дней - вдвое меньше. Тяга двигателя, необходимая для таких
полетов, составит 200 кН, масса двигателя 100-120 т, удельный
импульс тяги более 5000 с. В [5.1] отмечается, что при
использовании магнитной стабилизации течения в твэле и при указанных выше
тяге и массе двигателя предварительные исследования подтверждают
возможность получения удельного импульса тяги более 5000 с.
Однако использование магнитной стабилизации в газофазных ЯРД
создает ряд серьезных проблем, основными из которых являются:
1. Увеличение поглощения нейтронов в жаростойких
конструкционных материалах, что создает дополнительные трудности в
обеспечении критичности реактора.

дрД и ЯЭУ с газофазным реактором 271
2. Увеличение тепловых потоков в торцевые отражатели, а также
в стенки сопла и твэла.
3. Вывод из твэла потока высокотемпературного
электропроводного рабочего тела при наличии сильного магнитного поля,
направление силовых линий которого на выходе из твэла не
совпадает с направлением движения газа.
Газофазный ядерный реактор, использующий в качестве
делящегося вещества плазму урана-235, может позволить получить в одном
блоке сравнительно небольших габаритов весьма большие мощности
(десятки миллионов киловатт) при очень высоком уровне нагрева
рабочего тела в реакторе (до 10000 К и выше). Эта особенность
позволяет рассматривать газофазный реактор как основу весьма
перспективных энергетических установок. Высокий уровень нагрева рабочего тела
делает возможным применение эффективного прямого преобразования
тепловой энергии в электрическую. Так, при температуре газа порядка
10000 К практически снимаются известные ограничения на степень
расширения рабочего тела в канале магнитогазодинамического
генератора, связанные с недостаточной электропроводностью газа.
В 1963-1990 гг. в НПО «Энергомаш» разрабатывались проекты
космических энергетических установок и ядерных ракетных
двигателей на основе газофазного ядерного реактора с открытым и замкнутым
циклом [5.1, 5.7]. В [5.3] описана схема наземной электростанции на
основе газофазного ядерного реактора.
Следует отметить еще одно возможное применение газофазного
реактора. Он может быть источником высоких потоков нейтронов и у-
квантов, что предоставляет возможность изучения поведения
вещества в больших (на уровне 1016-1018 1/см2с) нейтронных потоках при
сильном у-излучении.В докладах на симпозиумах по газофазному
ядерному реактору в США [5.5, 5.6] рассматривались газовые лазеры,
использующие (для накачки) непосредственно излучение газофазного
ядерного реактора. Отмечалось, что такие лазеры обладают большой
эффективностью и позволяют освоить новые диапазоны частот
излучения, а также новые методы регулирования лазера.
Следует отметить, что создание как ЯРД, так и различных
энергетических установок на основе газофазного реактора требует
постановки одних и тех же комплексных экспериментальных
исследований. Поэтому выполнение исследований, необходимых для создания

272 Глава пятдя
на основе газофазного ядерного реактора, например, наземных АЭС, может
явиться важным этапом в разработке объектов космического назначения.
В [5.2] описаны различные схемы тепловыделяющих элементов
газофазного ядерного реактора. По основным принципам организации рабочего
процесса схемы твэлов могут быть разбиты на следующие группы:
- твэлы полного смешения [5.8],
- твэлы с прозрачной перегородкой, отделяющей полость
газообразного урана от рабочего тела [5.9, 5.10],
- твэлы с разделением смеси урана и рабочего тела в активной
зоне реактора, где организуется интенсивное вихревое движение
[5.11, 5.12],
- твэлы струйного типа [5.2],
- твэлы со стабилизацией течения магнитным полем [5.2].
Как отмечается в [5.2], среди большого числа возможных схем
твэлов газофазного реактора требования по удержанию делящегося
вещества и по эффективности использования тепла ядерных реакций в
наибольшей степени выполняются в твэле с «застойной» зоной
делящегося вещества, стабилизированной продольным магнитным полем
(схема течения в таком твэле приведена на рис. 5.1).
В исследованиях по определению облика и возможных
параметров ядерных газофазных реакторов в Центре Келдыша и других
организациях проводилось изучение широкого круга проблем. Следует
подчеркнуть, что проведенные в рамках этой программы исследования
представляют и общенаучный интерес, а полученные в ходе их
выполнения фундаментальные научные результаты могут быть
использованы для новых разработок в других областях техники.
Среди направлений научных исследований, проводившихся в
рамках программы создания ядерного газофазного реактора, отметим в
качестве наиболее важных следующие:
- нейтронная физика полостных реакторов,
- перемешивание газовых потоков различной скорости и плотности,
- воздействие магнитного поля на течение электропроводящих сред,
- термоакустическая устойчивость сред с объемным тепловыделением,
- теплофизические свойства рабочих сред с учетом неидеальности,
обусловленной высокой концентрацией электронов в плазме.
Ниже излагаются основные результаты работ в перечисленных
направлениях.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 273
Нейтронная физика газофазного реактора
Физические схемы газофазных реакторов
В газофазном реакторе все делящееся вещество в активной зоне или
очень значительная его часть находится в газообразном состоянии при
высоких температуре и давлении. Газообразное делящееся вещество
окружено рабочим телом и замедлителем нейтронов. Система, состоящая из
делящегося вещества, рабочего тела и замедлителя, образует газофазный
тепловыделяющий элемент. Реактор может состоять из нескольких твэ-
лов, расположенных в массиве замедлителя в определенном порядке.
Снаружи система твэлов и замедлителя обычно окружена отражателем
нейтронов. Отражатель предназначен для уменьшения критических размеров
активной зоны реактора за счет снижения утечки нейтронов, а также для
повышения тепловыделения в твэлах, расположенных на периферии
активной зоны, и выравнивания тепловыделения по радиусу реактора.
Одной из возможных схем газофазного реактора является одно-
твэльная схема, то есть содержащая один твэл больших размеров. В
этом случае замедлитель нейтронов, расположенный снаружи полости с
делящимся веществом и рабочим телом, одновременно является и
отражателем нейтронов. Реактор такого типа получил название «полостной
реактор» или «реактор с внешним замедлителем-отражателем» [5.13,
5.14]. Этот тип реактора обладает цилиндрической симметрией и может
быть изучен в двумерном представлении, тогда как многотвэльные
системы, очевидно, требуют трехмерного рассмотрения. Внешний
замедляющий отражатель окружен снаружи стальным силовым корпусом.
Быстрые нейтроны, образующиеся в процессе деления ядер урана,
покидают полость твэла и оказываются в замедлителе или в
замедляющем отражателе. Прозрачность полости для быстрых нейтронов
обусловлена низкой плотностью газа (как урана, так и рабочего тела - водорода)
при высокой температуре. В замедлителе нейтроны теряют энергию и
термализуются, образуя равновесный спектр тепловых нейтронов. Часть
этих нейтронов возвращается в полость и вызывает новые деления ядер с
образованием дополнительных нейтронов и выделением энергии.
Критичность реактора может поддерживаться, если в уране захватывается
примерно 40-50 % нейтронов из числа образующихся при реакции
деления ядер. Это обусловлено величиной выхода нейтронов на один захват в
уране: Уэфф =1,98-2,08 для урана-235 иуэфф =2,2 - 2,3 для урана-233.

274 Глава пятая
Сечение взаимодействия нейтронов с ядрами урана определяется
температурой замедлителя, а также плотностью и температурой
рабочего тела в полости, особенно если рабочее тело - водород.
Вероятность рассеяния нейтронов на ядрах горячего водорода и,
следовательно, оптическая плотность слоя водорода повышаются за счет
подвижности самих ядер водорода при высокой температуре, а низкий
атомный вес водорода способствует более интенсивному обмену энергией
при столкновениях. В результате при прохождении нейтронов через
слой горячего водорода происходит частичная ретермализация (то
есть повышение температуры) нейтронов. Спектр нейтронов
искажается и оказывается сдвинутым в сторону более высоких энергий
[5.14].Таким образом, газофазный ядерный реактор полостного типа
характеризуется резко изменяющейся по объему (по отношению к
нейтронам) оптической плотностью среды и переменным по объему
спектром тепловых нейтронов. Эти особенности потребовали
разработки специальных методов и программ для анализа и расчета
критичности реакторов такого типа.
Основные материалы реактора
Делящееся вещество
В однотвэльном газофазном реакторе зоны, в которых
происходит деление ядер урана тепловыми нейтронами и замедление
нейтронов до тепловой энергии, пространственно разделены. Это приводит к
тому, что зависимость числа нейтронов, возвращающихся в полость
из замедлителя-отражателя, от физических свойств центральной
урановой зоны становится слабой и ею при оценке качества делящегося
вещества можно пренебречь. В результате критерием оценки при
выборе делящегося вещества может служить выход вторичных
нейтронов спектра деления на один тепловой нейтрон, возвратившийся в
урановую зону из замедлителя. Эта величина определяется
произведением вероятности захвата нейтрона в зоне на v . В этом случае
наилучшие критические параметры будет иметь уран-233, у которого
уэфф больше по отношению и к урану-235, и к плутонию-239 (для
плутония-239 v^=l,8-2,08).

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 275
В результате у однотвэльного реактора на уране-233
коэффициент размножения может быть приблизительно на 10 % выше,
чем на уране-235, что приведет к снижению критической загрузки
урана в реакторе в 1,5-2 раза.
Еще одним преимуществом урана-233 является возможность
осуществления при его использовании процесса расширенного
воспроизводства горючего по так называемому ториевому циклу в тепловом
реакторе (в этом цикле торий является источником вновь
образующихся ядер урана-233 в реакции тория с нейтронами). Таким
образом, по целому ряду важных параметров, таких как критическая
концентрация ядер или загрузка, размеры реактора и стабильность
сечений взаимодействия при повышенной рабочей температуре нейтронов,
уран-233 является наиболее предпочтительным делящимся веществом
для однотвэльной и малотвэльных схем газофазного реактора [5.14,
5.15]. Однако из-за отсутствия развитого промышленного
производства этого изотопа в дальнейшем изложении рассматривается
промышленный изотоп урана - уран-235.
Замедлитель
Как уже указывалось, главными особенностями однотвэльного и
малотвэльных реакторов являются замедление нейтронов во внешнем
замедлителе, а также наличие полости с горячим рабочим телом
вокруг центральной урановой зоны в твэле. Это приводит к снижению
ценности тепловых нейтронов в отражателе (по отношению к делению
в активной зоне) и повышению относительной роли таких процессов,
как поглощение нейтронов в материале замедлителя и утечка их из
реактора. Потери нейтронов на поглощение в чистом замедлителе
(например, бериллиевом) могут составлять около 20%. Поэтому в одно-
твэльном реакторе приходится применять высокоэффективный
замедлитель и снижать до минимума количество конструкционных
материалов (поглощающих нейтроны) в его объеме.
Требования к материалу замедлителя качественно могут быть
сформулированы следующим образом: замедлитель должен быстро
замедлять нейтроны до тепловой энергии (-0.025 эВ), не давая им при этом

276 Глава пятая
глубоко проникать в отражатель, и достаточно слабо поглощать
замедленные (тепловые) нейтроны, которые при принятой геометрии
реактора длительное время находятся в замедлителе-отражателе,
прежде чем возвращаются в урановую зону. Вероятность того, что нейтрон
после очередного столкновения в какой-либо точке замедлителя снова
окажется в урановой зоне, определяется телесным углом, под которым
эта зона видна из данной точки, и вероятностью того, что путь до
зоны будет пройден без столкновения. Произведение этих
вероятностей резко снижается по мере проникновения нейтронов в глубину
замедлителя. Лучшим будет такой замедлитель, который обеспечит
наибольшее нарастание потока тепловых нейтронов у границы полости. В
работах [5.13, 5.14] показано, что наилучшими замедляющими
материалами для однотвэльного реактора являются бериллий, окись
бериллия и тяжелая вода. Эти материалы создают наибольшее
количество замедленных до тепловой энергии нейтронов, возвращенных
обратно в полость с делящимся веществом (в расчете на один быстрый
нейтрон спектра деления, поступающий из полости в замедлитель).
Для бериллия важным фактором, увеличивающим коэффициент
размножения реактора йэфф, является отличная от нуля вероятность
(п,2п)-реакции быстрых нейтронов с ядрами бериллия. Этот
процесс увеличивает кэфф реактора на 0-10 %. Тяжелая вода дает
преимущество по критическим параметрам при толщине слоя свыше
50 см. При меньшей толщине ее достоинства теряются из-за
повышенной утечки нейтронов из реактора.
На рис. 5.2 приведена зависимость критической концентрации
ядер урана-235 от толщины внешнего замедлителя (бериллий,
тяжелая вода, графит). Достижение предела при толщине слоя бериллия
больше 50 см означает, что нейтрон, удалившийся на указанное
расстояние от границы полости, практически не может вернуться и
вызвать деление в активной зоне из-за высокой вероятности поглощения
его в самом бериллии. Критическая концентрация урана-235 для
тяжелой воды и графита продолжает снижаться при увеличении
толщины до 150 см и более. Ценность нейтронов по толщине отражателя
убывает при этом медленнее, чем у бериллия.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
277
Возможно применение
комбинированных замедлителей.
Положительный вклад в Иэфф
реактора, согласно работам [5.14],
может вносить небольшое
количество водорода или водородсодер-
жащего вещества, размещенное
на границе замедлителя и
полости. Повышение замедляющей
способности вблизи полости
приводит к перемещению
максимума потока тепловых нейтронов к
границе полости, то есть в об-
1
см3
1019
101в
\
\
\
С
D20
50
100
150 А, см
ласть с более высокой ценностью Рис 52 Влияние толщины замед-
нейтронов. В результате поток лителя на критическую концент-
тепловых нейтронов в полость рацию ядер U235 (радиус полости
возрастает. Однако, увеличение 62 см)
количества водорода на границе сверх оптимального приведет к
преобладанию эффекта вредного поглощения нейтронов: поток нейтронов,
возвращающихся в полость, начнет снижаться.
Исследование влияния присутствия тонкого слоя водорода на
критические параметры реактора проведено в работе [5.14]. В расчетной
схеме реактор состоял из пяти твэлов, окруженных бериллиевым
замедлителем. В качестве конкурирующих процессов рассматривались:
поглощение нейтронов в слое водорода, (п,2п)-реакция на бериллии и
поглощение и утечка нейтронов в бериллии. Расчеты выполнялись
методом Монте-Карло. Результаты приведены на рис. 5.3. Как видно,
увеличение эффективности замедлителя компенсируется поглощением
нейтронов в слое водорода и экранированием (п,2п)-реакции на
бериллии. В результате коэффициент размножения реактора кэфф имеет
оптимум при толщине слоя водорода 0,2-0,5 см и плотности ядер
водорода iijj = 0,067-1024 1/см3. При больших толщинах слоя Идфф реактора
начинает уменьшаться из-за поглощения нейтронов. Применение в
качестве основного материала замедлителя из водородсодержащих
веществ, в том числе легкой воды, недопустимо из-за поглощения нейт-

278
Глава пятая
14
12
10
8
6
4
2
0
1,3
1,2
1,1
. i П
no
0,8
0,7
Ф
\\
у
7-
/
4
/
/
V
1
1
1
ронов ядрами водорода. В
удаленных от урансодержащей полости
частях замедлителя (у внешней
границы реактора) возможно
применение графита, который имеет
худшие замедляющие свойства,
чем водород и бериллий, но
обладает меньшим сечением
поглощения тепловых нейтронов. Для
внешней части замедлителя это
оказывается более важным
фактором, чем его замедляющая
способность. Однако реакторный
графит обладает при высокой
температуре низкой коррозионной
стойкостью в водороде и, если
использовать для охлаждения
водород, то вынужденное
применение в этом случае защитных
покрытий из ZrC и NbC может
свести к нулю преимущество
графита, основанное на низком
сечении поглощения нейтронов.
Общие требования к конструкции замедлителя могут быть
сформулированы следующим образом. Замедлитель должен содержать как
можно меньше поглощающих нейтроны конструкционных материалов
(даже таких слабо поглощающих, как цирконий, алюминий и др.).
Материал замедлителя - бериллий. Замедлитель должен охлаждаться
теплоносителем (водородом).
Тепловыделение в замедлителе определяется четырьмя источниками:
1. Замедление нейтронов.
2. Поглощение мгновенного у-излучения из активной зоны.
3. Поглощение захватного у-излученйя из элементов конструкции
и материала замедлителя.
4. Тепловой поток в стенку полости.
О 0,5 6„, см
Рис. 5.3 Влияние на критичность
реактора и захват нейтронов
толщины слоя водорода (8н) у
стенки газофазного твэла:
1 - /г^ =fEH); 2 - поглощение
нейтронов в слое водорода; 3 -
вклад (п, 2п)реакции; 4 -
поглощение и утечка нейтронов в
отражателе

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 279
Тепловыделение неравномерно по объему, поэтому и
интенсивность охлаждения замедлителя должна быть тоже неравномерной.
Главные узлы конструкции твэла расположены в торцевых
отражателях и на стенке полости. В этих узлах сосредоточены
поглощающие нейтроны материалы. В качестве высокотемпературного
материала стенки предпочтителен молибден. Расчеты показывают, что даже
при толщине молибденовой стенки 8Мо=0,1см потери в k составляют
14 % (из них 5 % за счет поглощения тепловых нейтронов и 9 % за
счет поглощения нейтронов в резонансной области спектра). Для
стенки, изготовленной из железа, в аналогичных условиях снижение k
составляет 6 - 7 %.
Методика расчета реактора
Как указывалось, газофазный реактор состоит из зон с резко
отличающимися оптическими свойствами и с переменным по объему
активной зоны спектром тепловых нейтронов. Влияние присутствия
горячего водорода и измененного спектра нейтронов может быть учтено
отдельно при определении эффективных сечений урана в полости.
Методика расчета зависит от выбранной геометрии реактора. В
одномерном приближении для решения кинетического уравнения переноса
нейтронов могут быть использованы метод дискретных ординат (SN -
метод) и метод характеристик. При изучении двумерных и трехмерных
реакторов эффективным остается только прямой метод Монте-Карло.
Для проведения расчетов газофазных реакторов был разработан пакет
программ в трехмерной геометрии [5.14]. Этот пакет пригоден для
расчета реакторов, состоящих из одного твэла, из 1-31 твэлов и
более. Материальный состав твэлов переменный в вертикальном и
радиальном направлениях и задается различным в разных слоях.
Применение метода Монте-Карло основано на математическом
моделировании траекторий нейтронов в трехмерном объеме реактора.
Эффективный коэффициент размножения реактора кэфф может быть
вычислен как математическое ожидание случайного числа вторичных
нейтронов v, возникающих в конце истории первичного нейтрона. Из
трех возможных процессов, а именно, деления, радиационного
поглощения и утечки нейтронов, только при делении ядер делящегося ве-

280 Глава пятая
щества величина v отлична от нуля. В остальных процессах она
тождественно равна нулю. Величина v определяет число вторичных
нейтронов п(Е), возникающих при делении, и зависит от типа
делящегося вещества и энергии Е нейтрона, вызвавшего деление.
п(Е) = п0 + — Е, E.1)
oh
dv
где п0 и - параметры, зависящие от типа делящегося вещества.
дЕ
При моделировании (п,2п)-реакции п=2.
Параллельно с определением коэффициента k как
математического ожидания М(п) вычисляется также М(п2), что необходимо для
последующей оценки дисперсии D(n):
D(n) = M(n2) -[ М(п)]2 , E.2)
Стандартная ошибка в k оценивается по известной формуле
E.3)
где N - число историй нейтронов.
Замедление нейтронов моделируется двумя процессами,
определяющими различные механизмы потери энергии:
- неупругим рассеянием нейтронов, описываемым максвелловским
спектром вторичных нейтронов с заданной эффективной
температурой qB?), зависящей от энергии нейтрона;
- упругим рассеянием нейтронов с изотропным угловым
распределением в системе центра инерции нейтрон-ядро.
Анизотропия при упругом рассеянии нейтрона, обусловленная
переходом к лабораторной системе координат, учитывается
непосредственно при моделировании акта рассеяния следующим образом.
Если обозначить в лабораторной системе координат через а0,
Ьо, с0 и v0 направляющие косинусы и скорость нейтрона до
рассеяния, а через а1$ bv cx и vx те же величины после рассеяния, то с
учетом соотношений, определяющих физический механизм
упругого рассеяния на неподвижном ядре [5.16, 5.17], связь между
старым и новым направлением движения нейтрона можно получить в
относительно простом виде [5.14]:

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
281
/7 Л
т
//, \
E.4)
Va2 +2АГ1+1
где г| = а01 4- Ьо т + с0 п - косинус угла рассеяния нейтрона в системе
центра инерции;
I, m, n - направляющие косинусы изотропного направления в
пространстве;
А - атомная масса ядра рассеивателя.
Положение траектории нейтрона в пространстве задается двумя
углами: углом 9 между направлением траектории нейтрона и
вертикальной осью z и углом а+ф между проекцией направления на
плоскость, перпендикулярную вертикальной оси, и плоскостью xOz.
Угол ф представляет собой угловую координату текущей точки на
указанной проекции направления, а угол а - угол между проекцией
направления и радиусом-вектором в данной точке.
Связь между угловыми и декартовыми переменными
выражается следующим образом:
a=cos9,
4\-аг = sin9, E.5)
Ъ = sin0 sin(a+cp),
с = sine cos(a+(p).
С учетом соотношений E.4) и E.5) угловые параметры нового
направления нейтрона после рассеяния можно выразить
следующим образом:
cose, =
Al +coseo
sine, = д/l-

282Глава пятая
Am H-sin0O sin(oc+(pH
° v;° E.6)
cos(a+9I =
+2Аг|+1
An +sin6ft cos(a+(p)n
in9lA/A2 +2Ari+l
sin
где T|=Z cos0o+sin0o[/nsin(a+9)o+Aicos(a+9)o]. E.7)
Новое значение энергии нейтрона после рассеяния определяется
через текущее значение косинуса угла рассеяния в системе центра
инерции по формуле:
Ег = Ео (А2 + 2АЦ+ 1)/(А + IJ E.8)
При моделировании процесса неупругого рассеяния нейтрона
энергия после рассеяния выбирается случайным образом из максвелловс-
кого распределения с эффективной температурой [5.16, 5.17]:
л 2.10%/]^
е= 1=±9 E.9)
бД.лДОА
где Ео - исходная энергия нейтрона в килоэлектронвольтах.
Выбор случайного значения энергии из заданного распределения
производится с помощью двух случайных чисел ух и у2» равномерно
распределенных в интервале @,1):
E1 = Q(E0)ln(y1y2). E.10)
Спектр нейтронов деления S(E) хорошо аппроксимируется
выражением вида:
S(E) = -^ е~<»2 shlcojEJT\ E.11)
/лГсо
где (о и Г- параметры спектра, задаваемые в списке констант
делящегося материала.
Выборка случайной величины энергии из спектра осуществляется
с помощью аналитического выражения вида:

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 283
Е = Т {[а [|ПУ|] +со]2 -1пу2}, E.12)
@^ ^^ )
где Yj и у2 - случайные числа в интервале @,1), аг и ос2 - случайные
числа в интервале (-1,1), удовлетворяющие дополнительному
условию ах2 + а22 = d2 < 1.
В общем случае задача определения критичности реактора
сводится к задаче на собственную функцию плотности источников нейтронов
деления f(x) и собственное число (представляющее эффективный
коэффициент размножения) интегрального уравнения вида:
kf(x) = jk(x,x')f(x')dx', E.13)
где х - совокупность переменных задачи (в общем случае -
координаты, энергия и направление скорости).
В этой задаче спектр деления S(E) представляет собой
энергетическую составляющую искомого равновесного распределения источников
нейтронов деления f(x). Собственное распределение источников нейтронов по
координатам моделируется с помощью серии выборок из равновесного
распределения, получаемых путем ускоренной итерации небольшого
числа исходных точек деления из некоторого начального распределения.
Сравнительно быстрое получение выборки из равновесного
распределения обусловлено небольшим числом точек и быстрой
сходимостью итеративного процесса вследствие слабой связи между
геометрическим положением исходной и вторичной точек деления. Это
позволяет достаточно быстро построить собственное распределение точек
деления, после чего расчет сводится к набору статистики числа
историй нейтронов по обычной схеме метода поколений. Результатом
расчета являются эффективный коэффициент размножения /гэфф и
собственное распределение источников нейтронов деления,
представляющее собой пространственное поле энерговыделения в зоне делящегося
вещества. Распределение потоков нейтронов оценивается по длинам
пробега нейтронов разных энергий в зонах реактора. Сечения
взаимодействия задаются на заданной сетке по энергии с экстраполяцией в
пределах шага по энергии.

284
Глава пятая
Геометрическая расчетная схема реактора представлена на рис. 5.4.
При расположении твэлов в реакторе с заданным шагом задача
сводится к расчету отдельного сектора, содержащего один или несколько
твэлов. Сектор ограничивается угловыми плоскостями <р = const, на
которых выполняется условие зеркального отражения нейтронов,
моделирующее вхождение нейтрона в точно такой же соседний сектор.
Расположение твэлов в секторе задается параметрами pv р2, р3, р4 и
угловыми параметрами сектора ф*. Предусмотрено пересечение
траектории нейтрона с четырьмя типами поверхностей (рис. 5.4):
1. С плоскостями Z = Z. = const, разделяющими реактор по высоте
на слои различного состава. Количество этих поверхностей на
единицу больше числа зон по высоте и равно N+1.
2. С плоскостями отражения ф = const. Этих плоскостей две. В
ячейке с четырехкольцевым расположением твэлов это
плоскости ф = ф* и ф = - ф*\
3. С цилиндрическими
поверхностями, разделяющими
радиальные зоны в реакторе
R = R. = const.
4. С цилиндрическими
поверхностями, разделяющими
радиальные зоны в твэлах. Ось
этих цилиндров смещена
относительно центральной оси
реактора на расстояние р.
Количество таких поверхностей
равно числу материальных зон
в твэле.
Расстояние от исходной
точки с координатами z0, r0, ф0 вдоль
траектории до соответствующих
поверхностей вычисляется по
формулам:
Рис. 5.4 Геометрическая модель для
нейтронно-физических расчетов
газофазного реактора
Г1-16

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 285
Lzi = (Zt - Z0;/cos9 ,
L+(p, = r0 ain(+<fr-yo)/{8wl(a + ф;о -ф*] sin0o ,
L_^ = r0 8hL(-qr-<po)/{8iDl(a + v)o +ф*] sin90 ,
E.14)
i
Lhj = \-ro cosoco ± p] -ro2.sin2ao ]/sin90
Lrk = [p sin(p0 sina0 - cosa0 (r0 - p
+sinao(ro —
Последняя формула написана для твэла, ось которого лежит на
плоскости отсчета углов ф* и -ср**. Для твэлов, центральная ось
которых сдвинута на угол ±ф* относительно данной плоскости, при
вычислении Lrk вместо в1пф0 и coscp0 в формулы подставляются
соответственно sin(cpo±(p*) и cos((p0±cp*). При отражении от угловых поверхностей
изменяется знак угла а, вычисленного в точке отражения [5.14].
При решении проблемы запуска и устойчивости газофазного
реактора необходимо вычисление динамических коэффициентов
реактивности при объемном перераспределении делящегося вещества в каналах
твэлов. Прямое вычисление изменения k^, методом Монте-Карло зат-
Эфф
руднено из-за статистической ошибки, сравнимой с Sfc^. Однако,
существует способ оценки 5ft непосредственно при моделировании
основных траекторий нейтронов в реакторе. Известно, что коэффициент
размножения ft представляет собой главное собственное число
однородного интегрального уравнения E.13). Запишем его в общем виде:
kf(x) = Lf(x), E.15)
а затем продифференцируем по интересующему нас параметру:
k'f + kf =L'f + Lf. E.16)
Полученное выражение умножим скалярно на сопряженную
функцию f*(x), являющуюся решением соответствующей сопряженной
задачи:
Kf*(x) = L*f*(x). E.17)
В результате получим:
k'(f*,f)+k(f*,f) = (f*Mf) + (f*,Lf) E.18)

286 Глава пятая
Воспользовавшись очевидным соотношением для
сопряженных функций
(f*,Lf) = (L*f*,f) = k(f*.f). E.19)
получим
fe' = (f*,L'f)/(f*,f), E.20)
ИЛИ
5k = (f*,bLf)/(f*,f). E.21)
Это формула малых возмущений линейных функционалов от
потока. Можно построить алгоритм, в котором наряду с
моделированием оператора основной задачи L будет осуществляться
моделирование возмущенного оператора L + &L при изменении параметра р.
Параметром р служит радиус уранового столба при условии
постоянства загрузки урана (Mg = const). Задается сетка значений р. < 1,
представляющих собой коэффициенты уменьшения площади сечения
уранового столба, так что уменьшенный радиус определяется как
р. = г0 ГрТ~. Для оценки влияния используются текущие
минимальные расстояния траектории от оси твэла 5Z. Для центрального твэла
8/ =г0 sinoco , для твэла, сдвинутого относительно центральной оси на
расстояние р, Ы =р siiup0 cosoc0 + (rQ- p coscp0>) sina0.
Случайная величина пробега нейтрона I до очередного
столкновения с ядрами определяется решением уравнения вида:
? =- 1ЩГ . E.22)
о
где интеграл берется вдоль траектории нейтрона и представляет собой
суммарный пробег до очередного столкновения или вылета из
системы. В правую часть входит натуральный логарифм случайного числа с
равномерным распределением в интервале @,1). Интеграл
вычисляется последовательным суммированием оптических длин ЕЛА/Л вдоль
траектории нейтрона до тех пор, пока полученная сумма не превысит
имеющееся значение - lny. Последний оптический участок траектории
определяется из равенства:
к-\
XkMk = - lny - Х^у А*,. E-23)
7=1

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
287
где k - номер отрезка траектории, с которого накапливаемая сумма
оптических путей начинает превышать случайное значение - lny.
Очевидно, в зоне с уменьшенным радиусом деление также
произойдет при выполнении условия:
-Nk>0
E.24)
Р/ sin Go
При выполнении этого условия в зоне с уменьшенным радиусом
р. = r0 Jp~H сечением деления ?^ = A/р.)^ также имеет место
деление. В противном случае деление не происходит. На рис. 5.5
приведена зависимость кэфф от величины радиуса урановой зоны.
Экспериментальные исследования на критических
сборках реактора
Проведение экспериментальных исследований на стендовых
критических сборках является необходимым этапом разработки
энергетических реакторов космического ^
назначения и особенно полостных
двигательных реакторов.
Последнее обусловлено их нейтронно-фи-
зическими особенностями. В
практике известны два пути
экспериментального обоснования
схемы реактора: во-первых,
модельные эксперименты
совместно с расчетным анализом и, во-
вторых, эксперименты на
стендовом прототипе реактора,
имеющем одинаковые с натурным
размеры и состав.
Последний эксперимент
необходим на завершающем
этапе работы по созданию
конкретного объекта. На модельном ре-
1,0
0,5
20 30 40 г, см
Рис. 5.5 Зависимость
коэффициента кэфф от величины радиуса
урановой зоны при неизменном
количестве в ней делящегося
вещества:
- - - - с учетом вклада
(п, 2п)- реакции на бериллии;
без учета вклада указанной
реакции

288 Глава пятая
акторе можно достаточно детально изучить физику процессов и на
основе этого разработать совершенный метод расчета критических
параметров.
Известны две крупные работы по исследованию критических
параметров однотвэльных полостных реакторов. Это эксперимент в
СССР на критическом стенде «Грот» [5.14] на реакторе с бериллиевым
замедлителем и американский эксперимент на реакторе с
тяжеловодным замедлителем, выполненный компанией Дженерал Электрик
совместно с исследовательским центром Льюиса [5.18, 5.19, 5.20].
На стенде «Грот» в СССР были проведены модельные
эксперименты как на однотвэльных, так и на многотвэльных реакторах с числом
твэлов 3, 6, 7, 19 и 31. Однотвэльный реактор представляет собой
собранную из мелких фигурных деталей бериллиевую призму с
плотной упаковкой и полостью вдоль центральной оси, закрытой сверху и
снизу торцевыми отражателями. Полость по форме близка к
цилиндрической. Критическое состояние реактора достигается путем
навешивания в полости секций с урансодержащими капсулами. Диаметр
полости реактора 58,8 см, высота 90 см, толщина отражателей 44 см.
При равномерной по сечению канала загрузке урановых элементов
критическое состояние достигнуто при концентрации U235 3,Г1020 1/см3.
Ценность горючего при этой концентрации:
Ак/к
Л = = 10,78.., E.25)
I AG/G Нэфф>
где AG/G и Ak/k - относительные изменения загрузки урана в полости
и эффективного коэффициента размножения фэфф = 0,0068).
Следует отметить существенную роль торцевых отражателей.
Эксперименты показали, что эффективность только одного торцевого
отражателя составляет ИР^. Для компенсации такой потери реактивности
требуется повышение концентрации U235 с 3,Г1020 до 6,31020 1/см3.
Результаты экспериментов, когда часть внешнего бериллиевого
отражателя заменялась графитовым слоем с целью снижения
стоимости критической сборки, приведены на рис. 5.6, 5.7. Достройка
графитом отражателя производилась, начиная с исходной толщины
бериллиевого слоя, равной 10, 15, 25 см (рис. 5.6а, б, в). На рис. 5.7
приведена зависимость эквивалентной (по k ) толщины графитового

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
289
слоя от толщины исходного слоя бериллия. Толщина графитовой
добавки значительно возрастает при снижении толщины исходного
бери л лиевого слоя ниже 20 см. На рис. 5.8 приведена ценность
бериллия в различных точках отражателя. Оказывается, что этот параметр
имеет максимум на расстоянии 10 см от стенки полости в отражателе.
Ценность бериллия при удалении от стенки на 20 - 25см практически
очень мала. Внешняя часть может быть графитовой.
На рис. 5.9 приведена зависимость критической плотности ядер
U235 от отношения объема активной зоны к объему полости однотвэль-
ного реактора Р = (гг/г2J. Радиус полости 38,8 см, высота 161 см,
диаметр канала 67,6 см. Отражатель бериллиевый с графитовым
внешним слоем. Снижение Р ниже 0,4 - 0,5 ведет к недопустимому
увеличению критической концентрации урана.
Рэфф
0
-10
-20
-30
-40
I/
!
/
\
ЧС
<
/
/)
V
I
/
7
1
\
ч
<
/
Be (С)
20
40
X, CM
20
40 х, см О 10 х, см
а 6 в
Рис. 5.6 Реактивность газофазного реактора как функция толщины слоев
бериллия и графита при различных исходных толщинах слоя бериллия:
а - 10 см; 6-15 см; в-25 см

290
Глава пятая
I
I
\
\
\
\
\
\
\
\
ч
\
Ч
Ас, СМ
80
60
40
20
Ю 20 30 40 АВв, см
Рис. 5.7 Зависимость эквивалентной
толщины слоя графита от толщины
исходного слоя бериллия при нейтрон-
но-физическом расчете однотвэльного
газофазного реактора
>»эфф
0,02
0,01
Американские эксперименты
с замедлителем из тяжелой воды
описаны в [5.14, 5.18, 5.19,
5.20]. Реактор состоял из
цилиндрической полости диаметром
182,9 см, высотой 121,9 см, со
всех сторон окруженной баками
с тяжелой водой. Толщина слоя
тяжелой воды составляла 88,9 см
на торцах и 89,5 см по радиусу.
В боковом отражателе на
расстоянии 6,5 см от стенки полости
располагался кольцевой слой из
бериллия толщиной 10,16 см.
Были изучены два типа
формирования активной зоны:
моделирование зоны из
профилированных алюминиевых пластин,
содержащих U235, и введение внут-
1
/f
1
///////////
i
<
"¦—-•—
30
50
70
R, см
Рис. 5.8 Ценность бериллия в различных точках бокового комбинированного
(бериллий + графит) отражателя

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
291
реннего цилиндрического бака с
урансодержащим газом UFe.
Отличие в величине критической
загрузки для этих вариантов
после приведения к эквивалентным
условиям составило 4 %. Опыты
показали, что выбор способа
моделирования урансодержащей
зоны имеет большое значение.
Наличие сквозных пролетов
нейтронов через листовую структуру
активной зоны может увеличить
критическую загрузку на 15-20 %
и более по сравнению с
однородным заполнением зоны.
л-20
3
CM
б
4
2
0
X
0
Ч
0,2
0,4
0,6
На рис. 5.10 приведены рас- Рис' 59 Зависимость критичес-
кой плотности UJ35 в твэле
пределения потоков тепловых газофазного реактора от отноше.
нейтронов в газофазном реакторе ния объема активной зоны к
с UFe. Оказывается , поток теп- объему полости твэла:
ловых нейтронов на расстоянии о - активная зона, по форме
10 см от стенки полости в торце- близкая к круговому цилиндру;
вом отражателе выше, чем в ра- — ^гпивная зона, значительно
отличающаяся по форме от
диальном. Кроме того, спект- кругового цилиндра
ральные измерения показали, что
нейтронный спектр является более жестким именно в торцевом
отражателе, и, следовательно, полный поток нейтронов должен быть
также больше в торцевом отражателе. Это различие объясняется более
близким расположением торцевого отражателя к урановой зоне. Как и
следовало ожидать, поток тепловых нейтронов в урансодержащей зоне
был ниже в модельном варианте. Это объясняется наличием
добавочного алюминия в конструкции модели с пластинами и более высокой в
этом случае загрузкой урана.
В СССР были выполнены эксперименты на критических стендах
как для однотвэльного реактора, так и для многотвэльных систем с
бериллиевым замедлителем. Для этого использовалась конструкция,

292
Глава пятая
ю-6
см2-с-Вт
4
о
с.
Активная зона
Полость] Отражатель fyO
11 J
г
i
9
\
Л-
о
40
80
120
160 R, см
Отражатель D20
Активная зона
, см
Рис. 5.10 Распределение потока тепловых нейтронов по радиусу и высоте
газофазного реактора с гексафторидом урана

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
293
выполненная из фигурных бе-
риллиевых деталей. Высота
реактора Н - 130 см, радиус
Д - 76 см. Схема сборки
приведена на рис. 5.11. Были
изучены четыре конфигурации
верхних торцевых вставок над
каналами с ураном:
1. канал, полностью закрытый
бериллиевой вставкой;
2. канал, полностью открытый;
3. канал, частично закрытый
бериллием: бериллий
только над кольцевой зоной для
рабочего тела, над ураном
бериллия нет;
4. канал с железосодержащей
вставкой, расположенной
только над урановой зоной.
Результаты экспериментов
и расчетов приведены в
таблице 5.1 и на рис. 5.12. Сборка
не была идеальной с точки
зрения соответствия ее расчетной
модели из-за отличия формы
канала от круглого сечения.
Это связано с малым радиусом
закругления фигурных берил-
лиевых деталей,
предназначенных для моделирования геометрии твэлов меньшего диаметра. Форма
сечения канала на сборке показана на рис. 5.13. При проведении
расчетов сечение канала заменялось круглым с эффективным радиусом г2,
ограниченным крайними значениями согласно рис. 5.13. Уменьшение
размеров твэла и увеличение числа твэлов приведет к сближению
2 min шах*
Рис. 5.11 Геометрическая схема
критической сборки шеститвэльного
газофазного реактора

294
Глава пятая
Таблица 5.1
Номер

эксперимента
1
2
3
4
5
6
7
8
Тип
вставки
1
1
1
1
4
4
4
3
3
3
2
2
2
1
1
1
1
гь см
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
6,6
3,6
4,36
6,6
6,6
Г2, СМ
8,8
10,9
10,4
10,0
10,9
20,4
10,0
10,9
10,4
10,0
8,8
10,9
10,0
8,8
9,0
10,9
10,4
Р=(г,/г2J
0,56
0,365
0,400
0,436
0,365
0,400
0,436
0,365
0,400
0,436
0,56
0,365
0,436
0,168
0,168
0,365
0,400
Р, см
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
28,0
Я, см
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
76,0
64,0
64,0
МО/0,
см
2,0
2,2
2,2
2,2
2,6
2,6
2,6
2,6
2,6
2,6
2,6
3,4
3,4
13,4
13,4
2,6
2,6
Мер, КГ
5,77
6,34
6,34
6,34
7,50
7,50
7,50
7,50
7,50
7,50
7,50
9,8
9,8
11,6
11,6
7,50
7,50
*эфф
(расчет)
1,01
0,92
0,98
1,04
0,94
0,99
1,03
0,93
0,97
1,02
0,998
0,84
1,01
0,68
0,99
0,96
1,00
Часть опытных данных получена при заполнении выпуклых
частей сечения канала полуцилиндрами из бериллия (пунктирная линия
на рис. 5.13) с целью уменьшения сечения канала. Радиус круга
эквивалентной площади при отсутствии бериллиевых полуцилиндров
составляет г2 = 10,6 см, при вставленных полуцилиндрах г2 = 8,5 см.
Расчеты показывают, что такая замена дает удовлетворительный
результат только в случаях, когда круглая зона с ураном-235 занимает
значительную часть площади сечения канала (C > 0,3). При меньшем
радиусе урановой зоны (р < 0,2) для получения удовлетворительного
согласия результатов расчетов и экспериментов требуется более тща-

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
295
Мкр, КГ
609
О 0,2 0,4 0,6 Р
Рис. 5.12 Зависимость
критической загрузки U235 от отношения
($) объема активной зоны к
объему полости газофазного
твэла
Рис. 5.13 Форма поперечного
сечения газофазного твэла при
экспериментах на
критических сборках
тельное моделирование формы канала (см. варианты с р < 0,2 в
таблице 5.1). Неэффективность моделирования сечения канала по
эквивалентной площади обусловлена занижением рабочей боковой
поверхности канала, через которую нейтроны вводятся из замедлителя обратно
в канал. При сохранении площади боковой поверхности радиус
эквивалентного канала увеличивается приблизительно на 10 %. Кроме
того, эквивалентный параметр Р = (гг/г2J должен быть выше значения
отношения площадей. Это связано с эффектом нелинейного вклада в
число поглощений нейтронов в уране от неодинаково удаленных от
поверхности урана участков поверхности замедлителя. С учетом этого
эффекта значение Р , определяющее долю нейтронов, идущих с
поверхности в урановую зону, также будет выше.

296
Глава пятая
Неопределенность, связанная с формой каналов, была исключена
в дальнейшем при проведении экспериментов на 19-канальной сборке.
Бериллиевая кладка имела такие же размеры (#=132 см, R =76 см,),
но, в отличие от шеститвэльной сборки, не имела торцевых
отражателей. Твэлы располагались в замедлителе в форме правильной
треугольной решетки с шагом 21,6 см. Преимуществом этой сборки
являлось абсолютно круглое сечение каналов. Переход от одного радиуса
канала к другому осуществлялся с помощью введения кольцевых бе-
риллиевых вставок толщиной 1,0 см. Это позволило получить
экспериментальные данные при трех значениях радиуса канала г2 = 5,43;
4,43; 3,43 см. При проведении расчетов и математической обработке
результатов эксперимента учитывался блочный состав макета
урановой зоны в твэлах путем введения коэффициента гомогенизации а,
который был рассчитан для реальной блочной структуры урановой
зоны посредством анализа
всевозможных путей
пролета нейтронов через активную
зону в твэле. Результаты
экспериментов и расчетов
приведены в таблице 5.2 и
на рис. 5.14. Зависимость
критической загрузки урана
от параметра Р= (гг/г2J
показывает, что резкий рост
кг
ч
V
i
--•
0
—•
0 0,2 0,4 0,6 р
Рис. 5.14 Зависимость критической
загрузки U235 от отношения ($)
объема активной зоны к объему полости
газофазного твэла для реактора с
девятнадцатью твэлами (рх -
расстояние между осями твэлов):
• - г2 = 3,43 см,рх = 21,6 см;
*-4,43, 21,6; 0-5,43, 21,6;
*-2,83, 24,8
загрузки Мкр начинается
при Р < 0,25. Сравнение
результатов расчетов методом
Монте-Карло с
экспериментальными данными
удовлетворительное: отклонение в
величине кэфф не превышает

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
297
Таблица 5.2
Номер

эксперимента
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Мер, КГ
5,85
6,07
6,91
5,05
5,15
5,81
4,63
4,66
5,20
7,15
6,51
6,39
гь см
2,845
2,335
1,67
2,845
2,335
1,67
2,845
2,335
1,67
2,845
2,845
2,845
гъ см
5,43
5,43
5,43
4,43
4,43
4,43
3,43
3,43
3,43
5,43
4,43
3,43
МОЛ
см3
0,176
0,292
0,787
0,150
0,240
0,618
0,135
0,214
0,542
0,220
0,198
0,194
*эфф
(расчет)
0,98
0,99
1,02
1,03
1,02
1,00
0,99
1,00
1,01
1,00
1,01
1,06
а
0,74
0,79
0,96
0,73
0,77
0,91
0,72
0,76
0,89
0,76
0,75
0,75
Примечания:
1. В вариантах 10-12 шаг решетки увеличен с 21,6 до 24,8 см.
2. Концентрация урана-235 определена с учетом коэффициента
гомогенизации активной зоны а (р^ = роа, где р0 - номинальная
концентрация, соответствующая критической загрузке,).
Влияние высокой температуры замедлителя и рабочего
тела на критические параметры реактора
В газофазном реакторе часть тепла A0-12%) выделяется в
замедлителе-отражателе нейтронов, в результате чего он нагревается до
температуры -1500 К. Нагрев замедлителя приводит к снижению
поглощения в нем нейтронов. Поэтому температурный коэффициент
реактивности реактора оказывается положительным. Некоторое
снижение при увеличении температуры сечения поглощения нейтронов в
уране оказывается менее значимым, чем снижение потерь нейтронов в
замедляющем отражателе. Проведенные расчеты показали, что при
нагревезамедлителя до 1500 К эффективный коэффициент размноже-

298 Глава пятая
ния увеличивается на 3-4%. Наличие горячего водорода,
окружающего урановую зону, вносит искажение в спектр потока тепловых
нейтронов, идущих из замедлителя. Тепловые нейтроны, прежде, чем
оказаться в урановой зоне, должны хотя бы один раз пройти слой
горячего водорода. Характерные параметры водородного слоя: толщина 6 см,
средняя температура 5000-8000 К, плотность ~1021 см3.
Необходимо отметить два важных фактора, определяющих спектр
потока нейтронов в делящемся веществе:
1. При высокой температуре водорода в полости газофазного твэла
подвижность ядер водорода приводит к росту сечения
взаимодействия и оптической толщины слоя водорода. Доля нейтронов,
столкнувшихся с ядрами водорода, при этом заметно возрастает и
достигает примерно 50 %. Без учета подвижности ядер водорода доля
столкновений в водороде составила бы только 10%. Это снижает
количество поглощенных в уране нейтронов.
2. При столкновении нейтронов с ядрами горячего водорода
происходит интенсивный энергетический обмен, приводящий к быстрой тер-
мализации нейтронов в водородной среде. Достаточно нескольких
столкновений, чтобы нейтроны достигли равновесной температуры
среды. Поскольку сечение взаимодействия нейтронов с ядрами урана
при этом снижается, это также приводит к уменьшению числа
поглощенных в уране нейтронов.
В расчетах нейтроны, проходящие через слой горячего водорода,
составляли четыре группы:
- нейтроны, не испытавшие ни одного столкновения с ядрами
водорода;
- нейтроны, столкнувшиеся один раз с ядрами водорода;
- нейтроны, столкнувшиеся дважды;
- нейтроны, столкнувшиеся более двух раз.
Расчеты показали, что для полной термализации нейтрона в
водороде достаточно трех столкновений. В результате расчетов,
выполненных в [5.14], показано, что в условиях газофазного реактора доля
нейтронов, ни разу не столкнувшихся с ядрами горячего водорода,
составляет 0,545, столкнувшихся один раз - 0,355, два раза - 0,038,

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 299
более двух раз - не превышает 0,01. Эффективное сечение деления в
уране с учетом водородной среды составляет 310 - 320 барн. Расчеты
реакторов на критичность показали, что само сечение деления из-за
высокой степени черноты урановой зоны не сильно влияет на
параметр fc^, ошибка на 10 - 20 барн здесь вполне допустима. Однако
отношение (Zf/Zc)g^ , прямо определяющее величину уафф для урана-
235, имеет повышенное влияние непосредственно на k . Поэтому
расчет этого отношения должен производиться более тщательно с
учетом неравномерности плотности и температуры в слое.
Полученные экспериментальные и теоретические данные по
критическим параметрам полостных ядерных реакторов с бериллиевым и
графитовым внешним замедлителем использовались при
проектировании и определении облика различных схем ядерных ракетных
двигателей и энергетических установок. В более поздних работах [5.21] эти
данные легли в основу определения технического облика
энергодвигательных установок на гексафториде урана с газодинамическим
удержанием делящегося вещества (характеристики этих установок
рассматриваются в шестой главе книги).
Способы уменьшения перемешивания газовых
потоков различной скорости и плотности
Постановка задачи для расчетных и
экспериментальных исследований
Эффективность ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором зависит от
того, насколько успешно решена задача уменьшения расхода урана
через реактор. Это важно не только для установок открытых схем, но
и для установок замкнутых, закольцованных по урану схем, так как
увеличение расхода урана усложняет создание контура, затрудняет
управление реактором из-за уменьшения числа запаздывающих
нейтронов при малом времени пребывания их предшественников в
реакторе и ряда других факторов [5.3]. Кроме того, важно гидродинамически
оттеснить уран от стенок твэла.

300 Глава пятая
Вынос урана из твэла газофазного реактора зависит от
интенсивности перемешивания движущегося в периферийной зоне твэла
рабочего тела и находящегося в центральной области твэла делящегося
вещества. Поэтому одной из определяющих проблем, которую
необходимо было исследовать до детальной разработки каких-либо проектов
на основе газофазного ядерного реактора, являлась проблема
определения факторов, влияющих на перемешивание спутных потоков
различной скорости и плотности.
Вопросы смешения потоков многократно исследовались и
теоретически, и экспериментально. Результаты этих исследований
изложены в многочисленных статьях и монографии [5.22]. Однако
большинство исследований относилось к смешению на таких расстояниях от
начала течения, где оно может считаться автомодельным.
Исследование же неавтомодельных течений проводилось при таких начальных
условиях, которые наиболее часто встречаются в технических
приложениях, то есть при больших начальных возмущениях или при
больших неравномерностях скорости на входе, которые, как правило,
определялись характеристиками турбулентных пограничных слоев на
стенках сопла. При таких условиях в начальном сечении
интенсивности смешения, полученные в экспериментах при больших числах Рей-
нольдса на неавтомодельных и автомодельных участках, были близки
между собой. Кроме того, линейный анализ устойчивости показывает,
что свободные сдвиговые течения (струя, след, слой смешения)
становятся неустойчивыми при очень малых числах Рейнольдса, а слой
смешения неустойчив при любых числах Рейнольдса. Поэтому обычно
предполагалось, что процессы смешения в свободных течениях со
сдвигом при больших числах Рейнольдса связаны с развитой
турбулентностью, характеристики которой определяются максимальной разностью
скоростей и поперечными размерами области с градиентом скорости в
рассматриваемом сечении.
Исследования смешения потоков при равных скоростях
показали, что в этом случае смешение определяется условиями в начальном
сечении [5.23]. Получены зависимости ширины зоны смешения двух
потоков различной скорости и плотности от отношения их скоростей

и ЯЭУ с газофазным реактором 301
и плотностей [5.24, 5.25]. При исследовании течения спутных струй с
применением визуализации потока было обнаружено, что
выравнивание пограничных слоев на стенках сопла, формирующего поток,
приводит к тому, что течение в слое смешения становится
упорядоченным, причем упорядоченность сохраняется на всем начальном участке
струи. Впоследствии такие упорядоченные структуры стали называть
когерентными. Наличие или отсутствие когерентных структур влияет
на интенсивность перемешивания, но это влияние незначительно. В
том случае, когда профиль скорости в начальном сечении
определяется пограничными слоями на стенках сопла, разброс в скорости
расширения слоя смешения составляет 20 - 30 %.
Значительно меньшая интенсивность смешения наблюдается на
участке перехода к развитой турбулентности. Поскольку длина
участка перехода, на которой интенсивность смешения определяется
молекулярной диффузией, зависит от начальной толщины слоя с
градиентом скорости, формы профиля скорости и спектра начальных
возмущений, были проведены исследования влияния различных факторов
на длину участка перехода. Однако при формировании начального
профиля скорости с помощью пограничных слоев участок перехода к
турбулентности с низкой интенсивностью смешения наблюдается только
в случае, если пограничные слои на стенках сопла являются
ламинарными, а скорость в начальном сечении изменяется монотонно.
Поэтому исследования перехода к турбулентности проводились для
затопленных струй и в том диапазоне чисел Рейнольдса, когда пограничный
слой на стенках сопла имеет форму профиля скорости, характерную
для ламинарного пограничного слоя.
Выполнены исследования перехода к турбулентности и в
системах, где начальный профиль скорости формируется с помощью
переменного гидравлического сопротивления. В этих случаях переход к
турбулентности может определяться как развитием возмущений,
неустойчивых согласно линейной теории, так и развитием
турбулентности, которая образуется при обтекании торца сопротивления,
формирующего поток в начальном сечении, а также взаимным влиянием
возмущений различных масштабов при их развитии.

302 Глава пятая
Турбулентное смешение потоков различной скорости
При турбулентном режиме течения в слое смешения ширина слоя
смешения зависит как от отношений скоростей и плотностей смеши-
вающихся потоков, так и от неравномерностей скорости в начальном
сечении, создаваемых пограничными слоями на стенке, разделяющей
потоки. Вдали от начала течения начальные неравномерности
скорости не влияют на ширину слоя смешения. В этом случае ширина слоя
смешения, определенная по точкам профиля скорости, в которых
безразмерная скорость принимает фиксированные значения, равные 0,05
и 0,95, описывается формулой
^ =с(х —JC0), E.26)
где х - продольная координата;
х0 - эффективное начало;
Ь - ширина слоя смешения;
с - экспериментальная константа, равная 0,2 [5.26].
Величина х0 характеризует влияние начальных условий и равна
нескольким толщинам пограничного слоя на стенках сопла.
Положение зоны смешения относительно кромки сопла несимметрично:
расстояние от линии кромки до границы зоны смешения со стороны
неподвижного газа приблизительно в 2 раза больше, чем со стороны
движущегося потока.
(at Л
Исследование смешения слабо подогретых струй «1
показывает, что профиль температур, который в данном случае может
рассматриваться как профиль концентрации пассивной примеси, в 1,2-
1,3 раза шире профиля скоростей.
Если плотности смешивающихся потоков различны, то величина с
в формуле E.26) зависит от отношения скоростей потоков. В работе
[5.27] получена зависимость ширины зоны смешения от отношения
плотностей потоков
* г - Т< ,
Ь=С oc-Kl-сО» (Х-Х']- <5-27)

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 303
р- плотность потока,
р2- плотность окружающей среды,
а - экспериментальная константа.
Хорошее совпадение с экспериментальными данными получается,
если а = 0,75 [5.23].
Если движутся оба потока, то ширина зоны смешения зависит от
отношения скоростей потоков. В работе [5.23] предложена следующая
формула для определения зависимости ширины зоны смешения от
отношения скоростей потоков:
E.28)
oc+(l-a)n J
где т - отношение скоростей потока.
Формула E.28) справедлива только при небольших значениях /п,
так как при т = 1 ширина зоны смешения, вычисленная по этой
формуле, равна нулю.
При т = 1, то есть при равных скоростях потоков, смешение на
их границе определяется возмущениями, которые существовали в
начальном сечении потока. К этим возмущениям относятся начальная
турбулентность потоков, неравномерности скорости из-за наличия
пограничных слоев на стенке, разделяющей потоки, и неравномерность
скорости, возникающая из-за обтекания кромки пластины. Если
интенсивность пульсаций скорости в начальном сечении невелика, то
ширина слоя смешения может быть определена по формуле:
b = с, J г Jx -x0 <р(л), E.29)
где Р - величина потери импульса в следе,
ф(/г) - неизвестная функция отношения плотностей,
Рэфф " эффективная плотность в следе, имеющая промежуточное
значение между рх и р2.

304 Глава пятая
В работе [5.23] показано, что, если принять Рэфф = —1——-, то
функция (р(п) приблизительно постоянна. Если ширину следа определять
по точкам профиля температуры, в которых безразмерная температура
Т = 0,05; 0,95, то сх * 2,5.
Для определения ширины зоны смешения при 0</тг<1 можно
воспользоваться интерполяционной формулой, предложенной в работе [5.25]:
b=bo(l-m)+blm\ E.30)
где bQ- ширина зоны смешения при m = 0, которая может быть
найдена по формуле E.27),
6Х- ширина зоны смешения при пг = 1, которая может быть
найдена по формуле E.29).
В формуле E.30) Ьо и Ъх должны определяться по профилю температур.
Приведенные выше соотношения справедливы, если оба потока
можно считать неограниченными или неограничен медленно движущийся
поток. Этот поток вызывает в окружающей среде движение по
направлению к зоне смешения, так называемый подсос. Интенсивность этого
движения является очень важной величиной, особенно если размер
медленно движущегося потока ограничен. Интенсивность подсоса принято
характеризовать величиной поперечной скорости на границе зоны
смешения со стороны медленно движущегося газа. Эта скорость при т = 0и
п = 1 составляет 2-3% от максимальной скорости. Поэтому, если
скорость центральной струи меньше скорости окружающего потока,
приведенные выше зависимости могут применяться только в том случае,
когда отношение скорости центральной струи к скорости окружающего
потока больше 0,2. Если же это отношение меньше 0,2, то в центре
возникает рециркуляционная зона и вещество окружающего потока может
распределяться по всему сечению центральной струи.
Приведенные данные показывают, что при развитом турбулентном
течении смешение может быть незначительным только в случае, если
отношение скоростей потоков близко к единице, а начальные неравномерности
скорости на входе малы. Таким образом, для получения малого смешения
потоков, скорости которых сильно различаются, необходимо обеспечить
такие условия течения, при которых развитое турбулентное течение на
границе раздела потоков на заданной длине не возникает.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 305
Течение в слое смешения на участке перехода к
турбулентности
Теоретический анализ течения в слое смешения двух потоков в
линейном приближении показывает, что это течение неустойчиво при
любых числах Рейнольдса. Длина волны возмущения, нарастающего
в слое смешения, должна при больших числах Рейнольдса превышать
ширину слоя смешения в пять и более раз. Длина волны наиболее
быстрорастущего возмущения превышает ширину слоя смешения
приблизительно в восемь раз. При уменьшении числа Рейнольдса до 100
и менее диапазон неустойчивых длин волн сокращается, а отношение
длины волны наиболее быстрорастущего возмущения к ширине слоя
смешения возрастает. Амплитуда неустойчивой волны возмущения
(
нарастает по экспоненте I „ e
где у ~ инкремент нарастания возмущений,
h - ширина слоя с градиентом скорости,
х - продольная координата.
Результаты линейного анализа хорошо подтверждаются
экспериментально, но не определяют длину участка перехода, так как
остается неопределенной начальная амплитуда возмущения, развитие
которого приводит к переходу к турбулентности. Поэтому определение длины
участка перехода к турбулентности в каждом конкретном случае
следует проводить экспериментально. Исследования перехода к
турбулентности в кольцевом слое смешения на начальном участке спутных
струй позволили установить как качественные, так и количественные
закономерности течения на этом участке. Эксперименты показали, что
переход к турбулентности включает несколько этапов, некоторые из
которых в отдельных случаях слабо выражены.
В экспериментах по исследованию течения на участке перехода
слой смешения реализовался как кольцевой слой смешения на
границе круглой струи гелия и спутного потока воздуха. Схема рабочей
части установки приведена на рис. 5.15. Диаметр центральной струи
на входе составлял 28 мм, диаметр спутного потока - 120 мм.
Начальные пульсации и неравномерности скорости в потоках уменыпа-

306
Глава пятая
Рабочее тело
Рабочее тело
Рис. 5.15 Схема экспериментальной установки для исследования
процессов смешения спутных струй: 1 - решетка с авиационным
фетром; 2 - выравнивающие сетки; 3 - пилоны
лись при помощи сеток. Последняя сетка с размером ячейки 0,15 мм и
пористостью 0,35 устанавливалась на срезе рабочей части в
центральном и спутном потоках. Ширина слоя, в котором происходит
изменение скорости в начальном сечении, составляла менее 1 мм. Длина
участка перехода к турбулентности возрастает при увеличении
скорости спутного потока.
На рис. 5.16 приведена теплеровская фотография струи гелия в
спутном потоке воздуха (скорость струи гелия - 16,5 м/с). На
фотографии видны этапы перехода к турбулентности в кольцевом слое
смешения потоков с различными скоростью и плотностью. Вначале
возмущения развиваются согласно линейной теории и расширение струи
на этом участке невелико. В конце линейного участка колебания
достигают некоторой стабилизированной амплитуды, и на втором этапе
перехода наблюдается периодическое движение со слабо
изменяющейся амплитудой. На третьем этапе периодическое движение теряет
устойчивость, и возникают вихри большей амплитуды, масштаб
которых приблизительно вдвое больше длины волны первоначального
возмущения. На четвертом этапе эти вихри распадаются, и возникает
неупорядоченное движение. Смешение на первом этапе перехода
определяется молекулярной диффузией и потому имеет значительно
меньший масштаб, чем на последующих этапах. В связи с этим были более

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
307
подробно рассмотрены факторы,
влияющие на длину первого
этапа перехода.
В работах [5.26, 5.27]
приведены результаты
экспериментального исследования перехода к
турбулентности в затопленных
струях воздуха и гелия.
Пограничный слой на стенках трубы, из
которой истекала струя,
образовывал на границе струи кольцевой
слой конечной толщины, в
котором скорость плавно изменялась
от максимальной в центре струи
до минимальной в окружающем
струю газе. Толщина
пограничного слоя на стенках трубы
изменялась при изменении скорости и
расстояния, на котором развивался
пограничный слой. Длина
участка перехода определялась по
фотографиям потока, для чего струя
подогревалась до 40-50 °С.
Исследования показали, что если
пограничный слой на срезе трубы был
ламинарным, то длина участка
перехода, на котором смешение
определялось молекулярной
диффузией для однородных потоков,
составляла приблизительно 15 на-
Рис. 5.16 Фотография струи гелия
в спутном потоке воздуха (скорость
струи гелия - 16,5 м/с, скорость
воздушного потока - 6,6 м/с).

308
Глава пятая
чальных толщин слоя с градиентом скорости. За начальную толщину
слоя с градиентом скорости в данном случае принимался поперечный
размер слоя, градиент скорости в котором равен максимальному
градиенту скорости в пограничном слое. Длины участка перехода в струе
гелия приблизительно в 2,5 раза меньше, чем в струе воздуха.
При исследовании перехода к турбулентности в спутных струях
формирование слоя с плавным изменением скорости на границе
потоков с помощью пограничных слоев невозможно. Поэтому было
проведено исследование, в котором начальный профиль скорости
формировался с помощью хонейкомба из трубок переменной длины. Схема
установки приведена на рис. 5.17. В спутном потоке вблизи среза
сопла установлена сетка, выравнивающая профиль скорости. Без нее
на стенке за кромкой сопла образуется под влиянием пограничных
слоев поток с немонотонным профилем скорости, потеря устойчивости
которого приводит к турбулизации течения.
Спутный
поток
- §
Хонейкомб
Рис. 5.17 Схема рабочей части установки для экспериментальных
исследований процессов смешения спутных струй на участке перехода к
турбулентности
Исследования проводились при изменении скорости центральной
струи в диапазоне 5-50 м/с, когда центральная струя была гелиевой,
и в диапазоне 1-10 м/с, когда центральная струя была воздушной.
Хонейкомбы набирались из трубок диаметром 1,2 мм и 1 мм с толщи-

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
309
°
CO
О
О
0
1
1
G
0
0,8
0,6
0,4
0,2
>
S
о
:
1
О
\
0
'¦" "¦
Г/Го
ной стенок 0,1 мм и 0,05 мм,
соответственно. При указанных
выше скоростях течение в
каналах хонейкомба было
ламинарным и форма профиля скорости
слабо зависела от величины
скорости. На рис. 5.18 приведены
профили скорости за хонейком-
бом. Скорость спутного потока
подбиралась таким образом,
чтобы профиль скорости на срезе был
монотонным. Для профиля
скорости, приведенного на рис. 5.18,
отношение скорости спутного
потока к скорости струи в центре
должно быть меньше 0,25.
Для определения длины
участка перехода к турбулентности и
изучения структуры течения на
этом участке производилось
фотографирование струи с помощью прибора Теплера. Фотографирование
производилось в открытом пространстве (участки по 200 мм, выдержка -10 с).
На рис. 5.19 приведены фотографии струи гелия в спутном
потоке воздуха при различных скоростях потоков (направление течения
сверху вниз). Отношение скорости спутного потока к скорости струи в
центре на всех фотографиях равно 0,25. На фотографиях видна
только внешняя граница струи, поэтому по ним нельзя судить о структуре
течения внутри струи.
Переход к турбулентности в струйных течениях с начальным
профилем скорости, сформированным с помощью хонейкомба, обладает
рядом важных особенностей.
Во-первых, длина участка перехода к турбулентности
сокращается при увеличении скорости. Под длиной участка перехода к
турбулентности понимается в данном случае расстояние от среза сопла до места
появления на границе струи неупорядоченных возмущений. На всей
длине участка перехода течение на границе струй близко к
ламинарному, а струя расширяется слабо.
-1.5 -1,0 -0,5 0 0,5 1f0
Рис. 5.18 Профили скорости
в потоке за хонейкомбом

310
Глава пятая
nJbl^ чЛ ^
10
16
Рис. 5.19 Фотографии струи гелия в спутном потоке воздуха на
экспериментальной установке с хонейкомбом

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
311
Во-вторых, появлению на границе струи неупорядоченных
мелкомасштабных возмущений не предшествует развитие длинноволновых
возмущений, неустойчивых согласно линейной теории.
Эти результаты показывают, что переход к турбулентности в
данном случае определяется развитием мелкомасштабных возмущений,
возникающих при обтекании торца хонейкомба. Поэтому при
формировании профиля скорости в потоке для обеспечения слабого
перемешивания необходимо добиваться низкого уровня пульсаций скорости
за торцем входного устройства. Теоретическое описание поведения
мелкомасштабной турбулентности в потоках с градиентом скорости
приводится в следующем разделе, где представлена трехпараметрическая
модель турбулентности.
Исследование потоков, в которых профиль скорости формируется
входными устройствами, проводилось также для случаев, когда
начальный профиль скорости отличался от приведенного на рис. 5.18, в
частности, для профиля скорости в начальном сечении, имеющего вид,
приведенный на рис. 5.20. В периферийной области скорость возрастает при
увеличении радиуса, а в центральной зоне приблизительно постоянна по
радиусу и в описываемых ниже экспериментах существенно меньше
скорости на периферии канала. Данная схема исследовалась с целью
нахождения таких условий течения,
при которых в центральной зоне
возможно накопление вещества,
моделирующего делящееся
вещество на начальных этапах запуска
газофазного твэла, когда
отсутствует воздействие на поток
магнитного поля, которое, как
предполагалось, будет стабилизировать
течение на стационарном режиме.
Измерения показали, что
скорость на оси потока, начиная от
среза установки, монотонно убы- ~60п ~3° гт ? 30 г'мм
Рис. 5.20 Профиль скорости
вает. В точке, где скорость на оси спутных потоков9 моделиру-
близка к нулю, возникает рецир- ющий условия течения в
куляция, причем определение по- твэле газофазного реактора
•им/с

312
Глава пятая
ложения начала рециркуляционной зоны по измерениям полей скорости
и температуры дает совпадающие результаты. С увеличением скорости
центрального потока при неизменной скорости внешнего потока длина
безциркуляционной зоны возрастает. Увеличение скорости
окружающего потока при неизменном отношении скоростей потоков приводит к
сокращению длины безциркуляционного течения. Установленная
зависимость может быть связана как с изменением уровня начальных
возмущений, так и с изменением формы профиля скорости. Для визуализации
течения низкоскоростной центральный поток воздуха смешивался с
дымом. На рис. 5.21 приведены фотографии течения при различных
условиях эксперимента. В одном случае поток вытекал в атмосферу из
канала постоянного сечения, в другом — через сопло со степенью поджатия,
равной 9. Измерения скорости и температуры показали, что условия на
выходе не влияют на длину безциркуляционного течения. В этих опытах
при максимальной скорости наружного потока 2,5 м/с и скорости
центрального потока 0,05 м/с длина зоны безциркуляционного течения
составляла приблизительно 3 калибра, то есть 18 см. В работе [5.28]
проведено исследование влияния условий на входе на течение в
цилиндрической и сферической камерах. Полученные результаты качественно
согласуются с описанными выше экспериментальными данными.
Рис. 5.21
Фотографии спутных
потоков, моделирующих
условия течения в
твэле газофазного
реактора

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 313
Трехпараметрическая модель турбулентности
Переход к турбулентности в потоках с градиентом скорости и,
следовательно, нежелательное при организации течения в газофазном
твэле увеличение интенсивности перемешивания происходит как
вследствие развития возмущений, длина волны которых в несколько раз
превышает размер зоны с градиентом скорости, так и в результате
развития возмущений, масштаб которых может быть значительно
меньше ширины слоя с градиентом скорости. Первый механизм перехода к
турбулентности описывается линейной теорией, а для описания
второго могут быть применены модели, использующие для характеристик
турбулентности уравнения переноса.
Трехпараметрическая модель турбулентности разработана в
работах [5.29], [5.30], [5.31], [5.32]. Как отмечается в [5,33], эта
модель является для описания сформулированной задачи наиболее
полной и удачной.
Отличительная особенность трехпараметрической модели -
использование уравнений переноса для всех представленных в ней
характеристик турбулентности. Для определения турбулентных напряжений
сдвига не вводится понятие турбулентной вязкости, а записывается
уравнение переноса, структура которого близка к структуре уравнения
переноса для энергии турбулентности. Иногда модели этого типа
называются моделями для напряжений Рейнольдса. Необходимость
перехода от моделей турбулентности, в которых напряжения сдвига
определяются с помощью понятия вихревой вязкости, к моделям для
напряжений Рейнольдса, связана с тем, что использование моделей с
вихревой вязкостью фактически предполагает несущественность
конвективных и диффузионных членов в уравнении переноса для
напряжений сдвига при сохранении конвективных и диффузионных членов
в уравнении переноса для энергии турбулентности. Для согласования
результатов расчетов и экспериментов, полученных с использованием
понятия вихревой вязкости, требуется введение специально
подобранных функций в формулах для напряжений сдвига.
Трехпараметрическая модель турбулентности с уравнением
переноса для турбулентного напряжения сдвига, разработанная в работах
[5.29-5.32], учитывала молекулярную вязкость, но не содержала эк-

314 Глава пятая
спериментальные функции. Разработка этой модели была начата в
конце 60-х годов в связи с попыткой интерпретации результатов
экспериментов, в которых профиль скорости на входе определялся
переменным гидравлическим сопротивлением, что было необходимо в
рамках программы изучения смешения в твэле газофазного реактора.
Характеристики турбулентности в этих экспериментах определялись
пористостью и размером ячейки гидравлического сопротивления,
диаметр которой был значительно меньше, чем ширина слоя с градиентом
скорости. Поэтому первым объектом анализа с применением этой
модели стало развитие решеточной турбулентности в потоках с
градиентом скорости. Одним из результатов такого анализа явилось
предсказание немонотонного характера зависимости энергии турбулентности
от расстояния до решетки. Было показано, что за падением энергии
турбулентности следует ее рост [5.29, 5.30], что явилось в то время
неожиданным результатом. В работах [5.29, 5.30] указано, что
отсутствие в экспериментах участка, на котором происходит рост энергии
турбулентности, связано с тем, что измерения проводились на
недостаточно большом расстоянии от решетки. Впоследствии были
опубликованы результаты экспериментов, подтвердившие эти выводы [5.34].
При развитии трехпараметрической модели для расчета течений в
каналах и пограничных слоях необходимо было рассмотреть следующие
вопросы, по которым у различных групп исследователей, разрабатывающих
модели турбулентности, до сих пор имеются различные точки зрения:
1. Сколькими параметрами следует характеризовать турбулентность
в расчетной модели?
2. Для скольких (и каких) из этих параметров необходимо
записывать уравнения переноса?
3. Каков должен быть вид параметра, комбинация которого с энергией
турбулентности позволяет написать критерий размерности длины, и
каков должен быть вид уравнения переноса для этого параметра?
4. Как должны быть записаны члены с вязкостью?
5. Как определять константы в уравнениях переноса для
характеристик турбулентности?
Ниже приводятся те ответы на приведенные вопросы, которые
были положены в основу разработки трехпараметрической модели
турбулентности.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 3_15
1. Минимальное число параметров, которые должны в модели
характеризовать турбулентность, равно трем. В состав этих
параметров входят турбулентное напряжение сдвига, энергия турбулентности
и параметр вида EmLn, где Е - энергия турбулентности, a L - масштаб
турбулентности. Необходимость введения в модель энергии и
масштаба турбулентности связана с тем, что в решеточной турбулентности
эти характеристики могут изменяться независимо, а турбулентные
напряжения сдвига входят в уравнения для осредненного движения.
Увеличение числа параметров, характеризующих турбулентность
в модели, возможно. Однако в этом случае требуется увеличение
необходимой экспериментальной информации для определения констант в
уравнениях переноса, а также задание граничных условий.
2. Уравнения переноса должны записываться для всех трех
параметров, входящих в модель, так как замена уравнения переноса для
напряжения сдвига алгебраическим соотношением возможна только в
том случае, когда в этом уравнении можно пренебречь конвективными
и диффузионными членами, а оснований для этого в общем случае
нет. Тем более, что в уравнении для энергии турбулентности эти
члены сохраняются. Обычно уравнение переноса для напряжения сдвига
исключается из модели на том основании, что оно содержит новое
неизвестное, а именно среднее значение квадрата пульсации в
поперечном направлении. Однако в [5.29] было показано, что член с
градиентом скорости в уравнении для напряжения сдвига может быть записан
в форме Е тг-. Здесь и- продольная координата средней скорости, &у-
dy
поперечная координата.
3. Вид параметра EmLn зависит от формы записи члена,
описывающего диффузию. Если диффузионный член записывается в
градиентной форме, то параметр EmLn должен иметь п<0. Построение уравнения
для EmLn основано на записи уравнения для масштаба в том случае,
когда диффузионными членами можно пренебречь. В работе [5.31]
предложено уравнение для величины E/L2, которое и использовалось в
большинстве расчетов.
4. Учет вязкости в модели необходимо производить в диссипатив-
ных и диффузионных членах. Для определения вида этой зависимости
соответствующие коэффициенты разлагались в ряд по Re, , где

316 Глава пятая
Re = • В разложении сохранялись только члены нулевого и пер-
V
вого порядка. Константа при члене нулевого порядка соответствовала
значению коэффициента при больших числах Рейнольдса, а константа
при члене первого порядка соответствовала значению коэффициента
при малых числах Рейнольдса.
?
В члены с вязкостью в уравнении для со = —у- необходимо было
Ld
ввести поправку. Вид этой поправки определялся из анализа
уравнения для энергии турбулентности. В работе [5.31] член с вязкостью
для СО записывался в виде
со-со0
V-^-t, где Щ .
Значение соо на стенке не задается, а находится при решении
задачи. В этом случае в качестве граничных условий на стенке
задаются два условия для энергии турбулентности
5. Способ определения констант в уравнениях переноса должен
быть таким, чтобы обеспечивалась наибольшая универсальность
модели. Дело в том, что констант в модели много и поэтому в каждом
конкретном случае соответствующий набор констант может
обеспечить совпадение результатов расчетов и экспериментов. Однако из-за
ограниченности экспериментальной информации такой выбор может
быть не единственным, и неясно, какие значения констант
обеспечивают наибольшую универсальность модели. При разработке данной
модели константы определялись из анализа небольшого числа так
называемых эталонных течений, для которых имеются надежные
экспериментальные данные. Число этих течений должно быть с одной
стороны минимальным, а с другой стороны таким, чтобы в этих течениях
реализовывались основные процессы, описываемые отдельными
членами в уравнениях переноса. Кроме того, желательно, чтобы константы

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 317
в уравнениях определялись не из численного расчета эталонных
течений, а из анализа независимо установленных асимптотических
зависимостей для различных характеристик турбулентности.
В качестве эталонных течений для определения констант трехпа-
раметрической модели рассматривались следующие: течение за
решеткой без градиента скорости, течение за решеткой с постоянным
градиентом скорости, а также установившееся течение в круглой трубе.
Таким образом, до начала численных расчетов оценивались все
константы в уравнениях переноса. Для трех из этих констант был
указан возможный диапазон их изменения. Такая неопределенность
связана, в частности, с разбросом имеющихся экспериментальных
данных для эталонных течений. Численные расчеты течения в круглой
трубе позволили окончательно выбрать значения всех констант,
которые в дальнейших расчетах не изменялись.
При расчетах течений с теплообменом и большими числами Маха
турбулентная модель должна определить величину (г 'Т ') и учитывать
влияние на характеристики турбулентности изменения плотности и
скорости потока в продольном направлении. В данной модели
считалось, что
Введение турбулентной вязкости V t и постоянного турбулентного
числа Прандтля Рг, накладывает некоторые ограничения на область
применимости модели. Поэтому было рассмотрено уравнение переноса для
—(v'T '), использованное в дальнейшем в сочетании с трехпараметричес-
кой моделью для расчета некоторых задач с теплообменом. Эти расчеты
дали удовлетворительное согласие с экспериментом.
Система уравнений переноса для характеристик турбулентности в
приближении пограничного слоя, построенная на основе изложенных
положений, в случае несжимаемой жидкости может быть записана в
следующем виде:
it ~ *L2 УфФЭу dy [ Фду

318Глава пятая
где <D=?,t,F, Яф = оф рф
7 =?, Г?=т, rf=F, F = EmL\
Здесь осф, рф, осф*, рф*, ут, у/ - константы.
Большинство расчетов с использованием трехпараметрической
Е
модели было выполнено, когда F=—j-.
Li
Для определения области применимости этой модели были
проведены расчеты течений при различных условиях, в том числе
достаточно сильно отличающихся от тех, по которым определялись константы
в уравнениях переноса. Ниже приведена система уравнений, которая
использовалась при выполнении этих расчетов:
а) уравнение неразрывности
|(г>)+|-(г'рк)=0;
б) уравнение движения
( ду диЛ Эр 1 Э
^ Эх ду J дх г1 ду
Здесь х - направление вдоль стенки, у - нормальная координата,
отсчитываемая от стенки, i = 0 для плоского случая, i = 1 для осесим-
метричного случая, и и v - компоненты скорости вдоль осей х и у>
соответственно. Под величинами р, щ pv подразумеваются их средние
значения.
Уравнения переноса для 2?,т=—(и V) и со = ~— использовались
в виде:

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 319
Здесь Шо =0,5fcY^-| /Я, L =
Значения констант следующие:
ос?=0,3; рЕ=1,25я; ат=3ос?; Рт=9рЕ; ав=2а?; Pe=l,4PEf а*?=0,06;
р;=1; ax=aEaJaE; p;=P*E; < = а;; р;=1,4р;; ут =0,2;/в =0,04.
С использованием описанной модели были рассчитаны
турбулентные течения в пограничных слоях и каналах при ускорении и
замедлении потока, вдуве и отсосе через стенки, при наличии теплообмена и
сверхзвуковой скорости. Кроме того, выполнены расчеты течений на
участке перехода к турбулентности при высоком уровне внешних
возмущений. Во всех случаях при неизменном наборе констант
наблюдалось удовлетворительное согласие с экспериментальными данными.
Поэтому использование предложенной модели распространено на
расчеты теплообмена в ядерных ракетных двигателях и энергетических
установках, тем более что расчеты по данной модели трения и
теплообмена в жидкостных ракетных двигателях дают хорошие результаты.

320 Глава пятая
Влияние магнитного поля на
гидродинамическую устойчивость
и турбулентность проводящих сред
В рассматриваемых схемах газофазного твэла значительная часть
объема твэла занята электропроводным газом. Рабочее тело имеет
относительно низкую температуру и, следовательно, не обладает
электропроводностью только на начальном участке твэла и в узких
слоях у стенок, а центральная зона урана и прилежащие буферные слои
электропроводны на всем протяжении. Поэтому наложение на
течение в газофазном тепловыделяющем элементе магнитного поля может
оказать сильное влияние на стабилизацию течения и подавление
турбулентности. Для этого предложено использовать продольное
магнитное поле, силовые линии которого примерно параллельны вектору
средней скорости на границе раздела урана и рабочего тела. В этой
связи выполнен большой объем теоретических и экспериментальных
работ, посвященных исследованию влияния магнитного поля на
устойчивость и турбулентность различных сдвиговых течений.
Применительно к условиям газофазного твэла была теоретически
решена задача об устойчивости неограниченного
плоскопараллельного течения со сдвигом скоростей: скорость потока изменялась от и2 до
их линейно в слое толщиной Ь. Течение с таким профилем скорости
обладает невязкой неустойчивостью, поэтому при больших числах
Рейнольдса влиянием вязкости можно пренебречь. Рассматривались
двумерные колебания > так как в условиях твэла эти колебания
оказываются наиболее неустойчивыми. Результаты расчетов
показывают, что с увеличением числа Стюарта возрастает граничная длина
волны, начиная с которой возмущения увеличиваются, и
уменьшается инкремент нарастания возмущений. Так, при числе Стюарта,
равном 30, увеличиваются возмущения, длина волны которых
превышает ширину слоя с градиентом скорости более, чем в 700 раз, а макси-

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 321
мальный инкремент нарастания составляет 0,0025. Такое слабое
нарастание начальных длинноволновых возмущений не может привести
к турбулизации течения по длине твэла. Однако турбулентность в
твэле может возникать при обтекании рабочим телом входных
устройств, когда рабочее тело является непроводящим. Поэтому была
рассмотрена задача о подавлении турбулентности магнитным полем.
В теоретических работах по исследованию однородной
турбулентности электропроводной жидкости в магнитном поле задача
решалась в линейной постановке, то есть при пренебрежении
обменом энергии по осям и переносом энергии по спектру. Такой подход
представляется наиболее обоснованным применительно к конечной
стадии вырождения турбулентности в магнитном поле, когда
турбулентное число Рейнольдса намного меньше единицы. В работе
[5.35] рассмотрены два предельных случая - отсутствие обмена
энергией и очень интенсивный обмен, когда турбулентность остается
изотропной в течение всего периода вырождения. Задача решалась
при следующих предположениях.
Пусть Rem=—«1. Здесь v - характерная скорость, / - ха-
т 2
рактерный масштаб, \ = ~г—, с - скорость света, а -
электропроводность. Кроме того, принимается ограничение величины
напряженности магнитного поля (Н) IfP/AnpvJ «1, где р - плотность. Это
ограничение в условиях твэла выполняется. Результаты расчетов
представлены на рис. 5.22. Видно, что поперечная к направлению
поля компонента пульсационной энергии резко уменьшается с
ростом f/т, то есть с ростом напряженности магнитного поля или
времени. Причем при малых t/x кривые для обоих предельных случаев
близки друг к другу, а затем по мере увеличения аргумента они
расходятся. Выше располагается кривая, полученная в
предположении отсутствия обмена, то есть максимальной анизотропии
турбулентности в магнитном поле.

322
Глава пятая
Рис. 5.22 Угасание однородной
турбулентности под воздействием
магнитного поля:
Теоретическое
рассмотрение предельных случаев дает
определенные указания
относительно реального поведения
турбулентности в магнитном
поле. Предписываемое теорией
сильное влияние магнитного
поля нуждалось в
экспериментальной проверке. Влияние
магнитного поля на однородную
турбулентность в струе
исследовалось экспериментально в
работе [5.36]. Цель
эксперимента заключалась в том, чтобы
создать однородную
турбулентность за решеткой и измерить
ее вырождение в магнитном
поле. В качестве рабочей жид-
v± - составляющая пульсационнои
скорости, перпендикулярная
направлению магнитного поля; А -
опытные данные [5.36];
1 - расчет предельных случаев по
[5.35]
кости использовалась эвтектика индий-галлий-олово. Основным в
опытах было измерение термоанемометром компоненты пульсационнои
скорости, перпендикулярной направлению поля. Для этого нить датчика
располагалась вдоль поля. Датчик перемещался вдоль рабочей части,
что позволило проводить измерения на различных расстояниях от
решетки, то есть определять зависимость кинетической энергии пульсаций
от времени, поскольку средняя скорость течения была постоянной по
длине рабочего участка. Результаты экспериментов приведены на рис.
5.22. В работе [5.3] отмечается удовлетворительное согласие результатов
экспериментов и теоретических расчетов воздействия магнитного поля на
однородную турбулентность.
В различных зонах газофазного твэла могут реализовываться
течения с градиентом скорости. В отсутствии магнитного поля и при
характерных для твэла больших числах Рейнольдса в таких течениях
может развиться турбулентность, которая приведет к перемешиванию
урана с рабочим телом. Выше было отмечено, что наложение
продольного магнитного поля повышает устойчивость сдвиговых потоков к

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
323
малым длинноволновым возмущениям. Из физических соображений
следует, что продольное магнитное поле повышает также
устойчивость течений с поперечным градиентом скорости к мелкомасштабным
возмущениям конечной амплитуды. Физический механизм
подавления мелкомасштабных возмущений при Re/n«l состоит в том, что
возмущения скорости индуцируют электрические токи, взаимодействие
которых с магнитным полем образует стабилизирующую силу,
препятствующую возмущению течения. Существуют два эффекта, вызванные
процессами в индуцированных зонах: дополнительная джоулева
диссипация механической энергии возмущений и снижение генерации
возмущений в потоке с поперечным градиентом скорости. Эти эффекты
приводят к снижению уровня возмущений и при удовлетворении
критических условий подавляют развитие турбулентности.
Первые экспериментальные исследования влияния продольного
магнитного поля на турбулентность течения в трубах были проведены
с потоками ртути и жидкого галлия в круглых цилиндрических
трубах, расположенных по оси соленоида.
На рис. 5.23 приведены
результаты экспериментального
исследования зависимости
коэффициента сопротивления при
течении жидкого металла в
трубе в продольном магнитном
поле от отношения чисел
0,75
Гартмана Ha=HJ^/a/|Li и Рей-
KJ
нольдса Re=-
Сплошные
линии на рис. 5.23
представляют результаты расчетов
[5.35], выполненных для
предельных для данных опытов
параметров. Как видно,
наблюдается удовлетворительное
согласие экспериментальных и
расчетных результатов.
0,25
0 0,01 0,02 Ha/Re
Рис. 5.23 Воздействие продольного
магнитного поля на коэффициент
гидравлического сопротивления ?
при течении жидкого металла в
трубе (h,0 — величина ? без поля).
Опытные данные работы [5.37]. 1, 2
-расчет по [5.35] для предельных
параметров в опытах

324 Глава пятая
Стабилизирующее влияние магнитного поля, проявляющееся в
уменьшении гидравлического сопротивления, наблюдалось в
экспериментах для чисел Рейнольдса Re<9.104 и Гартмана На<4000. Полученная
зависимость показывает, что с увеличением напряженности
магнитного поля коэффициент сопротивления достигает значений,
соответствующих ламинарному режиму течения [5.37]. При исследовании
влияния магнитного поля на течения струй в экспериментах на жидких
металлах было показано, что продольное магнитное поле
препятствует увеличению слоя смешения, что приводит к увеличению длины
начального участка струи [5.38].
Исследование влияния продольного магнитного поля на
смешение потоков электропроводных газов различной плотности было
выполнено на установке с нагретыми в плазмотроне
высокотемпературными потоками гелия и азота с добавлением К2СО3 [5.39].
Процесс перемешивания потоков контролировался измерением
профиля концентрации добавки кобальта, вводимого в центральную
струю. Эксперимент подтвердил эффект сильного воздействия
магнитного поля на процесс смешения струй. При индукции 4 Тл
расширение границы центральной струи, начиная с сечения х/г=\ 1,
практически не зафиксировано. В эксперименте с плазменными струями
воздействие на начальные возмущения на входе затруднено и
стабилизирующее влияние магнитного поля проявляется при
значении числа Стюарта больше трех.
Отметим, что наряду с рассмотренными экспериментами
проводились также исследования процесса формирования зоны делящегося
вещества в центре канала при учете действия сил тяжести.
Проблемы термоакустической устойчивости рабочего процесса
газофазного реактора теоретически исследованы достаточно полно и
результаты этих исследований изложены в монографии [5.40]. Усиление
акустических колебаний обусловлено работой теплового расширения,
так как в момент сжатия элемента газообразного урана в
акустической волне в нем выделяется дополнительная энергия. В присутствии
магнитного поля существенным фактором, определяющим диссипацию
энергии в электропроводной среде, является джоулева диссипация.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 325
Исследования с использованием метода энергетического баланса
позволили оценить величину индукции продольного магнитного поля,
достаточную для обеспечения термоакустической устойчивости
газофазного реактора [5.41].
Таким образом, использование магнитного поля в газофазном твэле
может явиться эффективным способом воздействия на уровень
турбулентности, подавление свободной конвекции и повышение
устойчивости к термоакустическим возмущениям.
Однако в [5.3] отмечается, что применение магнитного поля
для рассматриваемых задач имеет и ряд отрицательных сторон,
среди которых:
1. Сложность и громоздкость магнитных систем.
2. Неэффективность применения поля при не очень высоких
температурах (ниже 10000 К).
3. Трудность охлаждения участков стенок, пересекаемых
силовыми линиями магнитного поля, проходящими через урановую зону.
4. Закрутка газа в зоне смешения урана с рабочим телом из-за
взаимодействия термоэлектрических токов в плазме с магнитным
полем. При легком рабочем теле закрутка может привести к увеличению
турбулизации и перемешивания, причем для устранения турбулизации
в этом случае потребуются очень большие напряженности поля - до
G0 - 100I03 Э.
5. Большое сопротивление, возникающее при пересечении
электропроводным газом магнитного поля на выходе из реактора.
Радиальные и возможные азимутальные неравномерности этого сопротивления
оказывают сильное обратное воздействие на течение в полости реактора.
Наряду с магнитным полем могут рассматриваться и другие
способы воздействия на течение в твэле, например, подавление
начальных возмущений, специальное профилирование скорости,
закручивание потока. Последнее может оказаться хорошим способом
стабилизации в схемах течения, где плотность среды возрастает с увеличением
радиуса. В зависимости от рода рабочего тела, температуры, скорости
газа и иных особенностей газофазного твэла могут рассматриваться
различные из указанных способов стабилизации.

326 Глава пятая
Теплофизические свойства рабочих сред
газофазного реактора
Для расчета рабочего процесса в тепловыделяющем элементе
газофазного ядерного реактора необходимы сведения о теплофизических
свойствах рабочих сред в широком диапазоне температур при высоких
давлениях. К числу рабочих сред относятся как собственно рабочее
тело, представляющее собой водород с присадками щелочных
металлов, а в ряде случаев водород, содержащий взвешенные твердые
частицы микронных размеров, так и различные металлы в паровой фазе
(литий, калий, бериллий и др.), которые могут служить защитой
некоторых конструктивных элементов твэла от теплового излучения из
высокотемпературных областей или выполнять роль буферных слоев,
и, наконец, делящееся вещество - уран.
Для расчета рабочего процесса необходимо знать
термодинамические свойства этих веществ (равновесный состав, плотность,
теплоемкость, энтальпию и др.), оптические свойства (коэффициенты
поглощения, излучения, коэффициенты лучистой теплопроводности),
переносные свойства (в первую очередь, коэффициенты диффузии,
электропроводность, а также вязкость и теплопроводность). Рабочее давление
в твэле достигает 100 МПа, температура рабочего тела на
стационарном режиме работы изменяется в различных участках от 2000 до 30000-
40000 К. Температура в зоне делящегося вещества еще выше.
Результаты работ, выполненных в этом направлении, изложены в [5.42,
5.43]. Исследования проводились теоретически и экспериментально -
на лабораторных установках различного типа: в ударных трубах,
электрических дугах при стационарных и импульсных разрядах, при
взрывах металлических проволочек и др. Приведем основные области
параметров, в которых были получены данные по свойствам рабочих сред:
1. Термодинамические свойства водорода с присадками
щелочных металлов, в первую очередь, лития, в диапазоне температур от
300 К до 40000 К.
2. Термодинамические свойства делящегося вещества в
диапазоне температур от 6000 К до 70000 К при изменении давления от
20 до 100 МПа.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 327
Различные приближения, используемые при расчетах, приводят к
значительной разнице в составе урановой плазмы, но к гораздо менее
существенной разнице в зависимости плотности от давления и
температуры, что особенно важно в практических приложениях. Это
объясняется тем, что влияние неидеальности на состав рабочего тела имеет
двоякий характер. При постоянных давлении и температуре
необходимая поправка в уравнении состояния на неидеальность приводит к
увеличению плотности по сравнению с плотностью идеального газа. С
другой стороны, снижение потенциалов ионизации урана увеличивает
степень ионизации и тем самым снижает плотность. Как правило обе
поправки в значительной степени компенсируют одна другую.
3. Оптические свойства смеси водорода с добавками щелочных
металлов (лития или калия) в широком интервале температур
B000-40000 К). Обращает на себя внимание, что при повышении
давления спектральные линии настолько уширяются, что
поглощение даже при невысоких температурах оказывается непрерывным
по всему спектру и очень сильным. Это обеспечивает хорошую
защиту стенок от излучения.
4. Оптические свойства рабочего тела при температуре
300-2000 К, в том числе с зачерняющими (поглощающими
тепловое излучение) добавками.
Исследовались, кроме того, оптические свойства паров металлов
(литий, калий, бериллий, магний, алюминий), и урановой плазмы, а
также электропроводность и коэффициенты диффузии рабочих сред.
В [5.3] отмечено, что точность определения ряда свойств, в
особенности оптических, может считаться достаточной только в первом
приближении, то есть для начальных этапов работ. Это означает, что
работа по уточнению теплофизических свойств рабочих сред
газофазного ядерного реактора требует продолжения.

328 Глава пятая
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 5
5.1. Иевлев В. М., Артамонов К. И., Голъдин А. Я. Газофазный
ядерный реактор. Параметры ЯРД и ЯЭУ на его основе. -
Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки».
Серия IV I НИИТП, 1975, вып. 25-26.
5.2. Пришлецов А Б. Схемы тепловыделяющих элементов
газофазного ядерного реактора. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1975, вып. 25-26.
5.3. Иевлев В. М. Некоторые результаты исследований по
газофазному полостному ядерному реактору. - Известия АН СССР.
Энергетика и транспорт, 1977, № 6.
5.4. Р. Дж. Рэгсдейл. К Марсу за 30 дней ракетой с газофазным
реактором: Перевод № 1553 / НИИТП, 1973.
5.5. Research on uranium plasmas and their technological applications.
- The Proceedings of a Symposium held January 7-8,1970 in Florida,
Washington, 1971.
5.6. 2-th Symposium on Uranium Plasmas, USA. 1971.
5.7. Глиник РА, Демянко Ю.Г., Дубровский К.Е., Капалин Ю.И.,
Каторгин Б.И., Клепиков И А., Ковалев Л.К., Лиознов Г.Л.,
Петров В.Н., Полтавец В.Н., Пульхрова И.Г., Чепига ДД. Ядерная
энергодвигательная установка на основе высокотемпературного
газофазного реактора для пилотируемой экспедиции к Марсу. -
Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические
установки». Серия W I НИИТП, 1992, вып. 1 A39).
5.8. Р. Бассард, Р. де Лауэр. Ракета с атомным двигателем. - М:
Изд-во иностр. лит., 1960.
5.9. Me Lafferty. Characteristics of a gaseous nuclear rocket engine
employing transparent-wall containment, UAC Research Labs, Rep.
VAR-D40, 1965.

ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором 329
5.10. Investigation of gaseous nuclear rocket technology: Summary
Technical Report. H-910093-46, 1969.
5.11. IX. Kerrebrock, RV. Meghreblian. Vortex containment for the gaseous-
fission rocket. - J. of the Aerospace Sciences, 1961, vol. 28, № 9.
5.12. А. Розенцвейг, В. Левеллен, И. Керреброк. Возможность
удержания делящегося вещества турбулентным вихрем в газовом
реакторе ядерной ракеты. - Ракетная техника. 1961, т. 31, № 7.
5.13. G. Safonov. Externally moderated reactors: Second United
Nations International Conference on Peaceful Usefuk Atomic Energy,
P/625, 1958.
5.14. Мартишин В.М. Нейтронная физика газофазного
реактора. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические
установки». Серия W I НИИТП, 1975, вып. 25-26.
5.15. D.I. Hughes. Neutron cross section, BNL, New-York, 1959.
5.16. А. Вейнберг, Е. Вигнер. Физическая теория реакторов. -
М: Изд-во иностр. лит., 1961.
5.17. Р. Мегреблиан, Д. Холмс. Теория реакторов. - М: Госато-
миздат, 1962.
5.18. G.D. Pincock, J.F. Kunze. Cavity reactor critical experiment,
NASA CR-72234, 1967, vol. 1.
5.19. G.D. Pincock, J.F. Kunze. Cavity reactor critical experiment,
NASA CR-72415, 1968, vol. 1.
5.20. W.B. Henderson, J.F. Kunze. Analysis of cavity reactor
experiments, NASA CR-72484, 1972.
5.21. Коляда В.В., Мартишин В.М., Павельев АА„ Решмин АИ.
Космические ядерные энергоустановки с газообразным
делящимся веществом. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1992, вып. 1 A34).
5.22. Теория турбулентности струй: Под ред. Г. Н. Абрамовича.
- М: Наука, 1984.
5.23. Навозное О.И., Павельев АА. След за пластиной,
образующийся при слиянии двух потоков несжимаемой жидкости с
различными плотностями. - Известия АН СССР. Энергетика и
транспорт, 1969, № 6.
5.24. Навозное ОМ., Павельев АА. О смешении спутных газовых
струй. - Известия АН СССР. Энергетика и транспорт, 1968, № 2.

330 Глава пятая
5.25. Навозное О.И., Павельев АА. Размеры и положение зоны
смешения двух параллельных потоков. - Известия АН СССР,
Энергетика и транспорт, 1971, № 5.
5.26. Павельев АЛ., Навозное О.И., Яценко А.В. О переходе к
турбулентности в затопленных и спутных струях. - Известия
АН СССР. Механика жидкости и газа, 1972, вып. 1.
5.27. Павельев АА. О переходе к турбулентности в струях. -
Статья в сб. «Турбулентные течения». М: Наука, 1974.
5.28. ВУ. Jonson, I.C. Bennet. Experimental study of the effects of
injection conditions of the flow in cylindrical and spherical chamber:
2nd Symposium on Uranium Plasmas. Atlanta, 1971.
5.29. Павельев АА. Развитие решеточной турбулентности в
потоке с постоянным градиентом скорости. - Известия АН СССР.
Механика жидкости и газа, 1974, № 1.
5.30. Павельев АЛ. О переходе к турбулентности в струях. -
Статья в сб. «Турбулентные течения». - М: Наука, 1974.
5.31. Лущик В.Г., Павельев АА., Якубенко А.Е. Трехпараметри-
ческая модель сдвиговой турбулентности. - Известия АН СССР.
Механика жидкости и газа, 1978, № 3.
5.32. Лущик В.Г., Павельев АА., Якубенко А.Е. Трехпараметри-
ческая модель турбулентности, расчет теплообмена. -
Известия АН СССР. Механика жидкости и газа, 1986, № 2.
5.33. Иевлев В.М. Численное моделирование турбулентных
течений. - М: Наука, 1990.
5.34. Векрицкая СИ. Экспериментальное исследование
мелкомасштабной турбулентности в потоке со сдвигом. - Известия АН
СССР. Механика жидкости и газа, 1977, № 4.
5.35. Иевлев В.М. Турбулентное движение
высокотемпературных сплошных сред. - М: Наука, 1975.
5.36. Волков А.В. Экспериментальное исследование влияния
магнитного поля на турбулентность за решеткой. - Магнитная
гидродинамика, 1975, № 4.
5.37. Левин В.В., Чиненков И А. Экспериментальные
исследования влияния продольного магнитного поля на гидравлическое
сопротивление при турбулентном течении электропроводной
жидкости в трубе. - Магнитная гидродинамика, 1970, № 3.

и ЯЭУ с газофазным реактором 331
5.38. Преображенский С.С., Чиненков И А. Экспериментальное
исследование влияния продольного магнитного поля на
турбулентные струи проводящей жидкости. - Магнитная
гидродинамика, 1970, № 2.
5.39. Гольдин АЛ., Иевлев В.М., Павелъев АА., Пришлецов А.Б.
Высокотемпературный газофазный ядерный реактор - основа
перспективного космического двигателя и энергетической
установки. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические
установки». Серия IV / НИИТП, 1982, вып. 1 A34).
5.40. Артамонов К.И. Термогидроакустическая устойчивость. -
М: Машиностроение, 1982.
5.41. Воробьев А.П., Гольдин АЛ., Гунин Б А. и др.
Термоакустическая устойчивость газофазного ядерного реактора. - Вопросы
атомной науки и техники. Серия: Физика и техника ядерных
реакторов, 1980, вып. 3 A2).
5.42. Кузнецова Н.И., Иосилевский ИЛ. Теплофизические
свойства рабочих сред. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия TV / НИИТП, 1975, вып. 25-26.
5.43. Грязное В К., Иосилевский И.Л., Красников Ю.Г.,
Кузнецова Н.И., Кучеренко В.И., Лаппо Г.Б., Ломакин Б.Н., Павлов ГА.,
Сон Э.Е., Фортов В.Е. Теплофизические свойства рабочих сред
газофазного ядерного реактора: Под ред. В. М. Иевлева. -М:
Атомиздат, 1980.

332 Глава шестая
Глава шестая
ЯДЕРНЫЕ РАКЕТНЫЕ ДВИГАТЕЛИ
И ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ УСТАНОВКИ
ДРУГИХ СХЕМ
Ядерные ракетные двигатели и энергетические установки,
основанные на иных, помимо твердофазных и газофазных, типах
реакторов, исследовались в течение всего периода разработки ЯРД и ЯЭУ в
значительно меньших масштабах (исключение составляют установки
с термоэлектрическим и термоэмиссионным преобразованием энергии,
изложение проблематики которых находится, как отмечалось выше,
за рамками настоящей книги). При всем разнообразии
предлагавшихся отдельными авторами (и в США, и в СССР) типов реакторов и
способов преобразования энергии, относительно большее (и
обоснованное) внимание было уделено, кроме основных, трем схемам: с
центробежным удержанием мелкодисперсного ядерного топлива, с
использованием ударно-импульсных воздействий на космический аппарат при
взрывах ядерных зарядов и с применением в качестве делящегося
вещества гексафторида урана. Рассмотрим связанные с особенностями
этих схем вопросы подробнее.
ЯРД с центробежным удержанием ядерного
топлива
Основным элементом такого двигателя является полая
цилиндрическая камера (рис. 6.1), в которую через отверстия в боковой
поверхности равномерно подается с некоторой закруткой рабочее тело,
истекающее в дальнейшем из камеры через два расположенных в
центральной части торцев камеры сопла. При этом в периферийной части

ЯРД и энергетические установки других схем
333
камеры образуется плоское
спиралевидное течение газа к
центру, напоминающее известные
природные явления вихревого
типа (водовороты, смерчи и др.).
В таком течении на любое
помещенное в поток тело
(частицу) действует сила инерции,
зависящая от массы тела и
скорости его вращения в потоке, и
противодействующая ей сила,
вызываемая радиальным
градиентом давления, направленным
к центру камеры. Если размеры Рис 61 Схша ярд с центробежньш
тела намного меньше радиуса и удержанием ядерного топлива
длины камеры (это и дает
основание именовать в данном случае такие тела частицами), а
плотность намного превышает плотность несущего газа, то в таком
течении оказываются возможными - при равенстве действующих на
частицу центробежной и аэродинамической сил — замкнутые
стационарные траектории ее движения.
Такая возможность сохраняется и тогда, когда в потоке
вращается много частиц. При определенных условиях взвешенные в потоке
частицы могут достаточно плотным слоем вращаться в периферийной
части камеры, подчиняясь, правда, несколько иным, нежели при
вращении одиночной частицы, закономерностям. Сами частицы могут быть
при этом как твердыми, так и жидкими.
Если материалом частиц является делящееся вещество и
суммарное количество его в камере данной геометрии таково, что имеются
условия для поддержания стационарной реакции деления, то газ,
проходящий сквозь слой вращающихся частиц, может нагреваться за счет
энергии деления и создавать тягу, истекая через центрально
расположенные сопла (изогнутые, как показано на рис. 6.1).
Достоинством описанной схемы (в США она получила название
«двигатель с псевдоожиженным слоем топлива») является
принципиальная возможность иметь температуру делящегося материала выше
температуры стенок камеры при сравнительно небольшом уносе
делящегося вещества рабочим телом.

334 Глава шестая
Главной проблемой такого двигателя является обеспечение
устойчивого вращения топливного слоя, состоящего из большого
количества мелкодисперсных твердых частиц, некоторое количество которых
(на внутренней части вращающегося слоя) может переходить в жидкое
состояние и испаряться.
Действующая на частицу центробежная сила равна:
где d - диаметр частицы (в простейшем случае - шарообразной),
рт - плотность материала частицы,
р - плотность несущего газа,
v - окружная скорость частицы (в стационарном случае равная
окружной скорости газа),
г - радиус орбиты существования частицы.
Аэродинамическая сила сопротивления
' х 4 2 '
где сх - аэродинамический коэффициент сопротивления частицы, vr -
радиальная скорость потока газа, обтекающего частицу.
Для составления уравнения баланса сил необходимо еще учесть
фактор, связанный с ускорением ракеты (или космического аппарата)
при работе двигателя:
sinoc,
где ?- коэффициент, учитывающий перегрузку,
V - объем топливной частицы,
а - угол между векторами Fc, ?ц и вектором перегрузки (см. рис. 6.2).
На стационарной орбите движения частицы должно выполняться
условие:
2
^(pTp)^pTVsina
О /" о

ЯРД и энергетические установки других схем
335
Анализ этого уравнения
показывает, что при определенных
условиях существует область
статически устойчивых
стационарных орбит топливных частиц
(на таких орбитах смещение
частицы на больший радиус
приводит к возрастанию
аэродинамической силы в сравнении с
центробежной, что приводит к
возвращению частицы на
прежнюю орбиту; аналогичный воз- Рис. 6.2 Силы, действующие на
вращающий дисбаланс сил воз- частицу в псевдоожиженном слое
никает при перемещении
частицы на меньший радиус). Конечно, приведенное уравнение баланса
сил идеализирует картину сложного течения. В реальности большое
значение имеет как способ вывода частицы на стационарную орбиту
(а это означает, что в балансовом уравнении необходимо учитывать
временную компоненту), так и неодномерность рассматриваемого
течения, особенности поведения потока у торцев камеры и некоторые
другие эффекты. Кроме того, рассмотренный случай характерен для
очень малой концентрации частиц, когда их взаимное влияние
пренебрежимо мало. При увеличении концентрации неизбежны
столкновения частиц, движущихся по различным траекториям,
испытывающих флуктуации скоростей и направлений. Все это приводит к
усложнению картины явления и необходимости выявления его
закономерностей опытным путем.
Как показывают расчеты, во вращающемся слое топливных
частиц, взвешенных в вихревом потоке газа, несмотря на значительно
более развитую поверхность теплообмена (отношение площади
поверхности к объему, в котором происходит тепловыделение, здесь на
порядок превышает таковое отношение в «обычных» ТВС), нагрев газа
также ограничен. При этом величина нагрева зависит от уровня
тепловыделения в частицах, пористости слоя и его радиальной толщины, а также
отношения скорости вращения частиц к радиальной скорости газа.

336 Глава шестая
Ограничение по величине нагрева приводит, в свою очередь, к
идее предварительного подогрева рабочего тела в обычных,
расположенных по периферии основной камеры тепловыделяющих
сборках с последующим догревом до максимальной температуры во
вращающемся слое.
Специфичной особенностью реактора ЯРД с центробежным
удержанием топлива является наличие в центре его большой
цилиндрической зоны, свободной от ядерного топлива и заполненной лишь
нагретым рабочим телом. Высота ее равна высоте рабочей камеры, а
относительный диаметр, как показывают расчеты, не может
составлять менее 0,15-0,25 диаметра камеры. Свободную зону окружает
слой топливных частиц, далее располагаются тепловыделяющие
сборки, где осуществляется предварительный подогрев рабочего тела,
затем боковой отражатель. С торцев рабочая камера также закрыта (за
исключением сопловых отверстий) физически бесконечным слоем
отражателя нейтронов. Критическая загрузка такого реактора
превышает (~в2 раза) из-за наличия центральной полости и резком
снижении величины потока нейтронов в ней загрузку аналогичного по
параметрам «обычного» реактора ЯРД. Особенность
рассматриваемого реактора состоит также в том, что гидродинамически устойчивая
радиальная толщина вращающегося слоя не может превышать 0,1-
0,3 радиуса камеры. Наилучшим материалом топливных частиц
является твердый раствор карбида урана в карбиде циркония,
оптимальный размер частиц - около 0,3 мм.
По двигателю описываемого типа проведены не только
теоретические и экспериментальные исследования, но и некоторые
проектные проработки. Так, в [6.1] приводится описание конструкции
ЯРД с центробежным удержанием топлива, обладающего
следующими параметрами:
Тяга в пустоте - 400 кН
Удельный импульс тяги - 1150 с
Рабочее тело - водород
Расход рабочего тела - 34,8 кг/с
Давление рабочего тела перед соплом - 20 МН/м2

ЯРД и энергетические установки других схем 337
Температура рабочего тела:
- на входе в камеру - 850 К
- перед соплом - 3720 К
Масса двигателя:
- без тепловой защиты - 2570 кг
- с защитой - 9960 кг
Время выхода на номинальный режим -20 с
Радиальная толщина топливного слоя - 60 мм
Средняя пористость топливного слоя - 0,5
Мощность реактора - 2500 МВт
Загрузка урана-235:
- в ТВС реактора - 8-9 кг
- в топливных частицах - 60 кг
Концентрация урана-235 в частицах (по весу) - 5 %
Материал замедлителя-отражателя - бериллий
Необходимое количество топливных частиц в компенсацию
уноса (кинетического — за счет увлечения частиц рабочим телом — и
диффузионного) подается в камеру по каналам охлаждения вместе
с рабочим телом. Поддержание постоянства мощности реактора и,
следовательно, температуры нагрева рабочего тела (при
неизменности его расхода) происходит на номинальном режиме
автоматически вследствие наличия сильного отрицательного коэффициента
реактивности по загрузке топливом. Ведь унос урана из топливного
слоя определяется (в основном) интенсивностью испарения, а
значит, прямо пропорционален мощности реактора. Скорость же
поступления урана в камеру стабильна. Таким образом, при
случайном повышении мощности загрузка топлива во вращающемся слое
снижается и мощность начинает уменьшаться до тех пор, пока
критическая загрузка не восстановится. Аналогичный стабилизирующий
процесс происходит при отклонениях противоположного знака.
В США также разрабатывался (для наземных испытаний) проект
ЯРД с центробежным удержанием топлива (тяга — 440 кН, удельный
импульс тяги - 1200 с, температура рабочего тела перед соплом 3750
К, диаметр рабочей камеры - 1,2 м, вес двигателя - 18,6 т).

338 Глава шестая
Оба проекта - советский и американский - остались
нереализованными, ибо исследования и проектные разработки выявили
множество трудно решаемых при создании такого двигателя проблем:
гидродинамическая и тепловая устойчивость вращающегося слоя частиц,
потери ядерного горючего вследствие испарения и кинетического
уноса, эрозия движущимися частицами стенок камер и сопла, сложности
с обеспечением запуска и переходных процессов. Эти проблемы,
однако, не дискредитировали идею, а лишь отложили ее возможное
осуществление на отдаленную перспективу.
Ударно-импульсные ЯРД
Принцип работы таких двигателей (предложенных впервые в
США в 1955 г.) основывается на использовании для ускорения
ракеты многократных последовательных взрывов ядерных зарядов.
Продукты взрыва воздействуют на специальную воспринимающую
силовую нагрузку массивную платформу, которая через систему во-
доохлаждаемых телескопических амортизаторов соединяется с
корпусом ракеты, передавая ему импульсные тяговые усилия.
Платформа покрыта (с внешней, обращенной к зоне проведения взрывов
стороны) специальным материалом, тонкий слой которого
испаряется под воздействием мощных потоков тепловой энергии при
каждом взрыве, и реакция образующихся при сублимации газов создает
тягу. Еще один компонент тягового усилия создается за счет
механического воздействия на платформу генерируемых взрывом
корпускулярных частиц.
Как показывают расчеты (они проводились и в США, и в СССР),
в двигательной установке такого типа можно использовать до 30
% выделяемой энергии деления. Двигатель столь необычного типа
оказывается еще и экономичным: при использовании в нем
материала оболочек заряда и покрытий с малым молекулярным весом
удельный импульс тяги теоретически может достигать фантастической
величины 100000 с.
Конечно, такие системы становятся оправданными лишь в тех
случаях, когда требуется перемещать в космосе очень большие массы.
Условной нижней границей, за пределами которой ударно-импульсные ЯРД

ЯРД и энергетические установки других схем 339
могут стать конкурентоспособными, является перемещаемая масса 10000
т. Для придания такому или более массивному аппарату значительного
ускорения необходимо взорвать с интервалом от 1 до 10 секунд в 50-
100 м от воспринимающей нагрузку платформы несколько десятков
или сотен (в зависимости от характера задачи) ядерных зарядов
мощностью ~ 10 т тротилового эквивалента каждый.
Возможная область применения аппаратов подобного класса -
исследование планет и других объектов Солнечной системы. В начале
60-х годов в США были опубликованы некоторые данные проекта
ракеты с ударно-импульсным ЯРД, разработанного фирмой
«Дженерал атомикс» (проект «Орион») для полета на Луну: стартовая масса
- 3600 т, в том числе масса конструкции - 1590 т, отбрасываемая
масса - 795 т, запас плутония для вывода ракеты на околоземную
орбиту - 300 кг, а для полета к Луне и мягкого прилунения -
дополнительно 525 кг, число используемых ядерных зарядов - около 800,
мощность единичного заряда -Ют тротилового эквивалента, масса
доставляемой на Луну полезной нагрузки - 680 т.
Аналогичные исследования (правда, лишь на исследовательском,
а не на проектном уровне) проводились и в СССР. Американский
проект имел мощную поддержку со стороны ВВС, его реалистичность
оценивалась как сопоставимая с проектом «Ровер» (специфичные
проблемы ударно-импульсного ЯРД признавались не более сложными,
нежели задача разработки сложной конструкции ЯРД с твердофазным
реактором). Однако после заключения в 1963 г. Московского договора о
запрещении ядерных испытаний в атмосфере, космосе и под водой
интерес к таким двигателям в обеих странах стал угасать, и вскоре
работы были прекращены.
Совсем недавно (уже в 90-е годы) интерес к
ударно-импульсным ЯРД вновь возродился в связи с исследованиями проблемы
астероидной опасности для Земли и постановкой задачи о
возможности изменения орбиты некоторых астероидов с целью
использования составляющего их материала для земных нужд. На этом
этапе вновь подтверждены перспективные возможности таких
двигателей, однако современные исследования не вышли за пределы
изучения концептуальных вопросов.

340 Глава шестая
ЯЭУ, использующие гексафторид урана
Гексафторид урана (UF6) стал интенсивно рассматриваться в
качестве делящегося вещества перспективных энергетических и
энергодвигательных установок в 70-х годах, когда разработка систем с
урановой плазмой натолкнулась на ряд трудностей как технического, так
экономического и экологического характера. Реакторы на основе UF6
отличаются более приемлемым в техническом отношении (в сравнении
с газофазными реакторами) уровнем рабочей температуры (-1000-
1500 К) и давления A-10 МПа), возможностью передачи энергии как
конвективным способом, так и в виде когерентного излучения. При
этом полностью сохраняется главное преимущество газофазных
ядерных реакторов, связанное с циркуляцией горючего, возможностью его
очистки внутри замкнутого контура, минимальным содержанием
продуктов деления в активной зоне и др. [5.21].
В большей части рассматриваемых схем энергетических
установок гексафторид урана выполняет две функции: делящееся вещество и
основной теплоноситель. В рассматриваемых ниже схемах ЭУ
космического назначения предполагается использовать циркулирующий UF6
как основной теплоноситель при мощности до -100 кВт(эл). При
мощности в несколько мегаватт и более предлагается использовать UF6
только как делящееся вещество, а тепловую энергию отводить другим
рабочим телом непосредственно из реактора.
Концепция космической ЭУ с циркулирующим UF6
представляется привлекательной в силу ряда преимуществ, которые дает
применение газообразного делящегося вещества (ДВ):
- возможность полной замены, а также периодической или
непрерывной очистки ДВ от продуктов деления, ограничение уровня
накапливаемой активности в процессе эксплуатации ЭУ;
- возможность вывода в космос ЭУ без ДВ в активной зоне;
- отсутствие необходимости в резервировании запаса избыточной
реактивности для компенсации выгорания ДВ, что в сочетании с
отрицательным коэффициентом реактивности по плотности газа
позволяет по-новому решать проблему создания безопасного
реактора и ЭУ в целом.

ЯРД и энергетические установки других схем
341
Основой рассматриваемой ЭУ является контур UF6, один из
элементов которого - тепловыделяющий канал (ТВК) расположен в
активной зоне реактора. Горючее в контуре - UF6 в смеси с другими
технологическими газами, добавляемыми для стабилизации состава и
интенсификации теплообмена (например, Не, F2, CF4).
Газ
af а" б1 б"
Рис. 6.3 Схемы тепловыделяющих каналов (ТВК) космических ЭУ с
циркулирующим гексафторидом урана:
а — однокомпонентные ТВК ЭУ мощностью N^ = 100-300 кВт (а —с продольным,
а' - с поперечным течением);
б - двухкомпонентные ТВК ЭУ мощностью N^2-10 МВт (б' - с продольным,
б" - с поперечным течением)
В зависимости от уровня мощности ЭУ выбирается способ
организации течения UF6 в ТВК. Для уровня мощности порядка сотен кВт(эл)
рассматриваются ТВК с однокомпонентным течением топлива -
полностью заполненные топливом ТВК (рис.б.За). Двигаясь в ТВК,
топливо нагревается до температуры, ограничиваемой стойкостью
материалов стенки теплообменника. В теплообменнике топливо отдает тепло
рабочему телу второго контура. Имеющиеся в настоящее время
конструкционные материалы позволяют рассматривать ЭУ с максимальной
температурой топлива на уровне 900-1000 К при проектном ресурсе 7-
10 лет. Для дополнительного повышения стойкости стенок ТВК в
активной зоне нагрев топлива в пристеночной и в центральной
областях может быть перераспределен так, чтобы температура топлива у
стенки была ниже среднерасходной температуры. Это достигается пу-

342 Глава шестая
тем создания в ТВК более высокой скорости течения вблизи стенки и в
несколько раз ниже - вдали от нее (рис. 6.3а'). Подобное
распределение скорости может быть реализовано как при продольном так и при
поперечном (тангенциальном) течении газа.
Для ЭУ мегаваттной мощности рассматриваются реакторы с
двухкомпонентными ТВК, где вдоль стенок в продольном или
поперечном направлении организуется течение буферного газа (рис.
6.36). Высвечиваемое на стенку ТВК излучение от топлива
снимается внешним теплоносителем. Отсутствие прямого контакта
топлива со стенкой ТВК дает возможность рассматривать схемы
энергопреобразования с максимальной температурой нагрева рабочего
тела второго контура до 1500 К. Уровень температуры
ограничивается стойкостью конструкционного материала второго контура (для
турбомашинного способа преобразования энергии - стойкостью
конструкционного материала турбины).
Двухкомпонентная схема организации течения в ТВК снимает
ограничение на температуру нагрева UF6 и позволяет сократить его расход до
уровня, определяемого только гидродинамикой ТВК, так как UF6 здесь
не является теплоносителем, как в ЭУ однокомпонентной схемы.
В качестве преобразователя энергии рассматривались
газотурбинные установки с рабочим телом на основе смеси инертных газов (Не-
Хе). Такой выбор основан на достигнутых к настоящему времени
уровнях надежности и ресурса газотурбинных установок. Однако не
исключается возможность применения и иных преобразователей энергии.
Как пример космического применения ЭУ на основе UF6
рассмотрено энергоснабжение пилотируемой экспедиции к Марсу.
Двигательное обеспечение может быть решено с помощью ракетных двигателей
на криогенном химическом топливе (жидких кислороде и водороде).
При этом возникает потребность в источнике энергии мощностью
несколько сотен киловатт для обеспечения теплового режима емкостей с
криогенными компонентами в период сборки КА на околоземной
орбите и на протяжении значительной части полета (вплоть до момента
старта с орбиты спутника Марса к Земле), а также для
энергообеспечения бортовых систем в течение всей экспедиции (около 1,5 — 2 лет).
Для этих целей и может быть применена ЭУ на основе UF6 с одноком-
понентными ТВК мощностью 300 кВт(эл).

ЯРД и энергетические установки других схем 343
Другой путь решения задачи полета к Марсу связан с
использованием электрореактивных двигателей и ядерного реактора как
источника энергии для их питания. Здесь может быть рассмотрена ЭУ на
основе UF6 с двухкомпонентными ТВК мощностью 7,5 МВт(эл).
Основные характеристики ЭУ рассмотренных типов [6.2]
приведены в таблице 6.1, а краткое описание этих установок излагается ниже.
Таблица 6.1
Параметры
Мощность ЭУ, кВт
Число ТВК
Диаметр реактора с корпусом, м
Высота реактора, м
Толщина торцевого отражателя, м
Высота активной зоны L, м
Диаметр ТВК, м
Радиус окружности центров ТВК, м
Шаг расположения ТВК, м
Диаметр зоны с UF<5 в ТВК, м
Толщина теплообменной рубашки, м
Материал замедлителя-отражателя
Давление в ТВК, МПа
Масса реактора, кг
Масса реактора с защитой и корпусом, кг
ЭУ с однокомпонент-
ными ТВК
300
6
1,5
1,3
0,2
0,9
0,218
0,24-0,28
Be
1,4
-4000
-9000
ЭУ с
двухкомпонентными ТВК
7500
19
2,4
2,1
0,3
1,5
0,3
0,36
0,26
0,01
Be
7,0
~12000
-27000-30000
Установка мощностью 300 кВт(эл)
Энергетическая установка мощностью 300 кВт(эл) является трех-
контурной установкой замкнутого типа (рис. 6.4). Главный узел первого
контура - ядерный реактор тепловой мощностью NT для нагрева
циркулирующего газообразного UF6, служащего одновременно ядерным
топливом и теплоносителем этого контура. С помощью теплообменника ТОХ

344
Глава шестая
15,54 кг/с
ДВ
Рис. 6.4 Схема энергетической установки на UF6 с однокомпонент-
ными ТВК:
1 - насос; 2 - распределительный коллектор; 3 - реактор тепловой
мощностью NT; 4 - ТВК; 5 - сборный коллектор; 6 - контур
циркуляции гексафторида урана; 7 - газотурбинный контур;
8 - контур сброса тепла; 9 - замедлитель-отражатель
тепло передается во второй контур ЭУ, где преобразуется в
электроэнергию посредством газотурбинной установки и электрогенератора.
Остаточное тепло через теплообменник ТО2 передается в третий контур - контур
сброса тепла, где циркулирует жидкий теплоноситель.
Основные параметры ядерного реактора приведены в таблице 6.1.
Гидравлический тракт первого контура последовательно
составляют: в реакторе - распределительный коллектор, ТВК с входными
устройствами, сборный коллектор; вне реактора - основной
теплообменник TOj, насос и соединительные магистрали. Существующие ма-

ЯРД и энергетические установки других схем 345
териалы (никель-алюминиевые сплавы) позволяют рассматривать
варианты ЭУ с максимальной температурой контакта стенки с UF6
порядка 1000 К при ресурсе около двух лет.
Течение в ТВК организовано так, что скорость в пристеночной
области существенно превышает скорость в центральной зоне.
Благодаря этому максимальная температура контакта UF6 со стенкой
достигается вне активной зоны реактора. Таким способом разделяются
области, где конструкционный материал подвергается наибольшему
радиационному воздействию (стенки ТВК) и наибольшему тепловому
воздействию (стенки входного участка теплообменника).
При относительной длине ТВК L/D < 4 - 6 может
рассматриваться продольный вариант течения UF6 в канале (рис. 6.3а'). Длина
канала в этом случае ограничена перемешиванием газа внутри него,
которое ведет к выравниванию скорости и температуры по сечению
канала. Для больших относительных длин L/D > 4 - б может быть
использован поперечный вариант течения в канале (рис. 6.3а"), когда
UFe входит через щелевое сопло по всей длине ТВК и выходит через
другое сопло на одном из торцев. В рассматриваемой ЭУ отношение
L/D = 4, что позволяет использовать как продольный, так и
поперечный вариант подачи UF6. Выбор способа подачи UF6 определяет способ
радиационной защиты контура, компоновку теплообменника и другие
конструкционные особенности реактора ЭУ.
Преобразование энергии, вырабатываемой в ТВК, осуществляется
посредством газотурбинной установки, работающей по так называемому
циклу с промежуточным теплоподводом. Рабочим телом является смесь
Не-Хе с молекулярной массой 39,9. Данная схема дает возможность
достижения несколько меньшей массы контура, чем в простом цикле
Брайтона. Путем оптимизационных расчетов была определена нижняя
температура цикла при фиксированной верхней температуре Th =1000 К.
Система оптимизировалась по величине площади
холодильника-излучателя (ХИ). Значения кпд обеих турбин принимались равными 0,9, кпд
компрессора - 0,87, степень черноты поверхности ХИ - 0,97.
Кпд ЭУ составляет 12,7%. В замедлителе-отражателе
выделяется 10 % тепловой мощности реактора. Это тепло снимается
рабочим телом газотурбинного контура перед поступлением его в
основной теплообменник.
Общая масса энергетической установки составляет -15500 кг,
удельная масса — 52 кг/кВт(эл).

346 Глава шестая
Установка мощностью 7,5 МВт(эл)
В энергетической установке мощностью 7,5 МВт(эл) с двухкомпо-
нентными ТВК UF6 отделяется от стенок ТВК слоем буферного газа
(рис. 6.36) и может быть нагрет до температуры 3000-3500 К.
Излучение нагретого UF6 сквозь слой прозрачного буферного газа (аргона)
проникает на стенку ТВК, обтекаемую снаружи рабочим телом второго
контура - контура энергопреобразования. Этот контур может быть
газотурбинным, с рабочим телом в виде смеси инертных газов, или
паротурбинным, с щелочным металлом (например, калием). В
рассматриваемой ЭУ (рис.6.5) для энергопреобразования используется
контур, работающий по циклу Брайтона. Особенностью данного типа
ЭУ является взаимосвязь многих ее параметров, обусловленная тем,
что съем значительной части тепла происходит непосредственно в
активной зоне реактора. Это требует взаимной координации нейтронно-
физических, тепловых, прочностных и гидравлических параметров ЭУ
(основные характеристики реактора приведены в таблице 6.1).
Гидравлический тракт первого контура последовательно
составляют (рис. 6.5): в реакторе - распределительные коллекторы UF6 и
аргона, ТВК с входными устройствами, сборный коллектор; вне реактора -
система разделения UF6 и аргона, насосы и соединительные магистрали.
В системе разделения вначале происходит сброс части тепла нагретой
газовой смесью через холодильник-излучатель ХИ2, а затем газовая
смесь поступает в турбокомпрессор, включающий также роторный
сепаратор UF6. Система разделения потребляет некоторую часть N азд от
общей произведенной электрической мощности N3ji. Величина Ыразд
зависит от расхода газов через ТВК, что, в свою очередь, определяется
совершенством гидродинамики канала. Полученные в экспериментах на
холодных моделях данные позволяют предположить, что при
соотношении расходов буферного газа и делящегося вещества 10:1 во всем
объеме камеры ТВК реализуется бесциркуляционное течение газов.
Так же, как и в ЭУ однокомпонентной схемы, здесь могут быть
использованы коаксиальный и тангенциальный способы организации
течения в ТВК. Однако при большем числе ТВК (например, 19, как в
рассматриваемом случае) будет непросто осуществить распределение
газов по каналам с щелевой подачей. В этом случае, по-видимому,
предпочтительнее коаксиальная схема течения.

ЯРД и энергетические установки других схем
347
! 0,91 МПа
900 К
10'
Рн=1.28МПа
300
Л/Эл=8,41 МВт
Гх=862 К
Л/разд=0,91 МВТ
/W7,5 MB
/Усбр1
Рис. 6.5 Схема энергетической установки на UF6 с двухкомпонент-
ными ТЕК:
1 - насос; 2 - первый и второй распределительные коллекторы;
3 - реактор тепловой мощностью NT; 4 - контур разделения;
5 - замедлитель-отражатель; 6 - контур циркуляции; 7 - ТВК;
8 - сборный коллектор; 9 - контур сброса тепла;
10 - газотурбинный контур

348 Глава шестая
Для преобразования энергии используется газотурбинная установка,
работающая по циклу Брайтона. Верхняя температура цикла 1500 К,
нижняя 300 К. Рабочее тело (смесь Не-Хе с молекулярной массой 39,9)
протекает через рубашку теплообменника, окружающую каждый ТВК.
Рубашка изготовлена из молибденового сплава. Контур оптимизирован
по тому же принципу, что и в предыдущем случае. Для съема тепла,
выделяющегося в замедлителе-отражателе, организован отдельный
контур теплосброса с холодильником-излучателем ХИ3. Кпд ЭУ составляет
20%, полная масса -100 т, удельная масса - 13,3 кг/кВт(эл).
Создание энергетических установок на UF6 позволит решить ряд
проблем, стоящих и перед наземной ядерной энергетикой, прежде всего -
проблему безопасности. Реакторы с UF6 позволяют также обеспечивать
воспроизводство ядерного топлива (урана-233), существенно сократить
ядерный топливный цикл и транспортные операции при наземном
производстве электроэнергии. Появляется возможность проведения ряда
операций топливного цикла непосредственно на электростанции, выполненной
в том числе и в подземном варианте. Космические и наземные ЭУ на UF6
имеют одинаковые конструктивные принципы и технологические
решения, поэтому опыт разработки, испытаний и эксплуатации таких ЭУ в
космосе найдет непосредственное применение и для наземных
электростанций будущих поколений.
Необходимо отметить, что в течение длительного периода
проектирования, производства и испытаний ядерных ракетных двигателей
и энергетических установок E0-е - 80-е годы XX века) различными
авторами было предложено много и других, помимо описанных выше,
схем ЯРД и ЯЭУ. Все они тщательно анализировались
специалистами, полезные новшества вносились в текущие разработки, но в потоке
предложений не нашлось пока какой-либо иной схемы, способной
составить принципиальную конкуренцию ранее выбранным и
исследованным идеям.

ЯРД и энергетические установки других схем 349
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 6
6.1. Шершнев Н. А, Миронова Г. Ф„ Козулин В. А, Камзолов С. К.,
Синенков А. Н., Алексеев А Н. Ядерный ракетный двигатель с
центробежным удержанием топлива тягой 400 кН D0 т):
Научно-технический отчет / НИИТП, 1967.
6.2. Коляда В.В., Мартишин В.М., Павелъев АА, Решмин А.И.
Космические ядерные энергоустановки с газообразным
делящимся веществом. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV / НИИТП, 1992, вып. 1 A34).

350 Глава седьмая
Глава седьмая
ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ
КОСМИЧЕСКИХ ЯДЕРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
И ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
УСТАНОВОК
К настоящему времени установлена и практически апробирована
возможность эффективного использования в составе космических
аппаратов автономных ядерных энергетических установок с различными
системами преобразования тепловой энергии ядерного реактора в
электрическую, а проведенные исследования и проектные проработки
свидетельствуют о высокой эффективности применения ядерных
двигательных и энергодвигательных установок при выполнении
энергоемких задач в космосе. В перспективной космической ядерной энергетике
можно выделить три направления:
- космические ядерные энергетические установки (ЯЭУ),
- космические ядерные двигательные установки (ЯДУ),
- космические ядерные энергодвигательные установки (ЯЭДУ), или
ядерные энергодвигательные комплексы (ЭДК).
Хотя книга посвящена, в основном, проблематике ЯРД с
твердофазным и газофазным реакторами и энергетическим установкам на их
основе, в настоящем разделе проблема перспектив ядерной энергетики
затронута несколько шире. Тем более, что в последние десятилетия
достигнуты важные успехи в разработке ядерных электроракетных
двигательных установок (ЯЭРДУ), которые стали, таким образом,
техническими конкурентами ЯРД с твердофазным и газофазным
реакторами в решении некоторых задач в ближнем и дальнем космосе.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 351
Тенденции развития ракетно-космической
техники и средства обеспечения высокой
энергоемкости космических комплексов
Космонавтика, как и другие области человеческой деятельности,
характеризуется постоянным возрастанием уровня энергетического
обеспечения. Накануне нового тысячелетия на серийных геостационарных
спутниках связи преодолен рубеж мощности в 10 кВт. Суммарная
мощность системы энергоснабжения (СЭС) орбитальной станции «Мир»
составляла 16 кВт. В ближайшие годы начнутся запуски
геостационарных связных «мега-спутников», мощность СЭС которых достигнет
15 кВт, ведется разработка подобных аппаратов с СЭС мощностью до
20-30 кВт. Энергетическая мощность строящейся на околоземной
орбите Международной космической станции достигла в конце 2000 г.
65 кВт. Полная мощность СЭС российского сегмента к концу
формирования станции в 2002 году должна составить 22 кВт, а мощность
системы энергопитания МКС в целом к 2004 году - 110 кВт.
Все приведенные примеры относятся к СЭС, в которых
генераторами энергии являются солнечные батареи (СБ). Солнечная
энергетика обеспечивает энергоснабжение абсолютного большинства
современных космических аппаратов (КА) различного типа и назначения.
Ведущая роль солнечной энергетики в космической технике сохранится
и в наступившем столетии [7.1]. Это определяется высокими
энергомассовыми характеристиками современных солнечных батарей и
располагаемыми резервами по их улучшению, значительным ресурсом СЭС
на основе солнечных батарей, достигающим 10 лет для низких орбит
и 15 лет для геостационарной орбиты, экологической безопасностью
солнечных энергоустановок и рядом других обстоятельств.
Вместе с тем, СЭС на основе СБ имеют ряд существенных
недостатков. Для эффективной работы СБ должна постоянно
осуществляться - с помощью специальных систем - их ориентация на Солнце.
Обеспечение энергопитания на участках полета КА в тени Земли
требует включения в состав СЭС накопителей энергии, для зарядки
которых необходимо увеличение мощности СБ, а это ухудшает
энергетические и массо-габаритные характеристики СЭС. Солнечным батареям

352
Глава седьмая
свойственна пока значительная скорость деградации энергетических
параметров из-за воздействия факторов космического пространства. В
результате, как показано из рис. 7.1, на низкоорбитальных КА
установленная мощность солнечных батарей втрое превышает
среднесуточную мощность СЭС.
50
hk&i
! • i ¦,!. I! I:'
Установленная
мощность
Среднесуточная
мощность
с учетом
деградации
1P85 f990
Puc. 7.1 Энерговооруженность станции «Мир»
1995
годы
Эффективность СБ снижается до неприемлемого уровня при
удалении от Солнца на расстояние свыше 5 астрономических единиц
(рис. 7.2), что исключает возможность использования солнечной
энергетики на КА для полетов к Юпитеру и находящимся за ним
планетам Солнечной системы. По мере приближения к Солнцу
эффективность СБ сначала возрастает за счет увеличения солнечной
постоянной, однако на расстоянии менее 0,4 астрономической единицы
(порядка 50 радиусов Солнца) СБ становятся практически непригодными
из-за перегрева.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 353
100
70
50
40
I 30
4f 20
0 70
1 7
1 5
2 4
3
I
11
S
II
L.
Поворотные СБ/
/
У
/
_l
j
4
j
1
П
t"
С
^ ¦
\
\
\
I
S^ Максимальная мощность «Топаза»
—V
'¦тандартные СБ-~
легкой массы
\
у
у
\
\
ж
М
ин
UHL
1
альная мощное
«1опаза»
шальная /
МОЩИ
чпь
осп
«Топаза» j j
/Низкотемпературные
Y
0,2 0,3 0,40,50,7 1 2 3 4 5 7
Расстояние до Солнца, а.е.
10
20 30 40 50
Рис. 7.2 Зависимость удельной мощности солнечных батарей и ядерной
энергетической установки «Топаз-25» от расстояния до Солнца
Высокой и относительно слабо меняющейся в зависимости от времени
и масштабов СЭС остается удельная стоимость СБ и СЭС на их основе.
Так, например, стоимость панелей СБ для американского сегмента МКС
составляет 450 млн. долл. [7.2], что при теоретической мощности 264 кВт
соответствует удельной стоимости 1,7 млн. долл./кВт. Стоимость
системы энергоснабжения с СБ, содержащей в своем составе в качестве
накопителей энергии никель-водородные аккумуляторные батареи, составляет
758 млн. долл. [7.3], а удельная стоимость -1,9 млн. долл./кВт.
По прогнозам космической деятельности в XXI веке, одна из
ведущих ролей в области энергодвигательного обеспечения перспективных
космических средств отводится, наряду с солнечной, ядерной энергетике.

354 Глава седьмая
Достоинством энергетических установок на базе ядерных реакторов
является их практическая независимость от освещенности Солнцем.
Благодаря этому околоземные КА с ЯЭУ при постоянном уровне
энергопотребления фактически не нуждаются в накопителях энергии. Возможность
регулирования режима работы ЯЭУ снимает необходимость в накопителе
для ряда случаев пиковой нагрузки КА и в любом случае уменьшает
потребную емкость накопителя по сравнению с СЭС на основе СБ, что
обеспечивает существенную экономию массы КА. Компактность конструкции
ЯЭУ значительно облегчает эксплуатацию КА и упрощает систему
ориентации для задач, требующих высокой точности наведения целевой
аппаратуры. Для ЯЭУ характерны повышенная стойкость к воздействию
окружающей среды и поражающим факторам, а также существенное снижение
удельной массы установки при возрастании ее мощности.
Проведенные в Центре Келдыша исследования показали, что
применительно к орбитальным КА с явно выраженной неравномерной
циклограммой электропотребления, характерной, например, для целевой
аппаратуры активных радиолокационных систем, устойчивое преимущество СЭС
на базе термоэмиссионных ЯЭУ по энергомассовому совершенству над
традиционными СЭС на основе солнечных батарей с перспективными
характеристиками, достижение которых ожидается к 2005 г., начинает
проявляться с уровня средней электрической мощности около 50 кВт. Для
КА с постоянным энергопотреблением на низких и средних околоземных
орбитах преимущество ЯЭУ будет проявляться уже при уровне мощности
35-40 кВт. Зависимости удельной массы солнечных и ядерных ЭУ от их
мощности показаны на рис. 7.3.
Исследования, проведенные в 1993-1997 гг. кооперацией
организаций Российского космического агентства, Минобороны и Минатома
России, позволили сформировать представленный на рис. 7.4
перечень перспективных оборонных, социально-экономических и научных
задач [7.4], для реализации которых требуется высокий уровень
энергодвигательного обеспечения.
В [7.5] был представлен концептуальный научный прогноз развития
космической техники на период до 2025 года. Прогноз содержит оценки по

Перспективы применения космических ядерных двигателей 355
300
I 250
5 200
1 150
100
50
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
Электрическая мощность, кВт
Рис. 7.3 Зависимость удельной массы солнечных (СЭУ) и ядерных
(ЯЭУ) энергетических установок от их мощности
г
\
«мамаш
.ЯЭУ
\!
¦шиш
111 "
1
i
— 1—
«SIM
— -
юрС
тшяЖ
«ты)
--*ш4
СЭ1
—" II»
(ТСС
¦ШНЯВ
1—
ч
^ОСМИЧЕС ЧИЕ ЗАДАЧИ
БЛИЖАЙШЕЙ ПЕРСПЕКТИВЫ
ЗАДАЧИ ОБОРОНЫ
СВЯЗЬ И ТЕЛЕВЕЩАНИЕ
КОСМИЧЕСКИЕ ЗАДАЧИ
ОТДАЛЕННОЙ ПЕРСПЕКТИВЫ
ЗАДАЧИ ЭКОЛОГИИ
ЭНЕРГЕТИКА И
ПРОИЗВОДСТВО В КОСМОСЕ
НАУЧНЫЕ ЗАДАЧИ
ГЛОБАЛЬНЫЕ КОСМИЧЕСКИЕ
ЗАДАЧИ
Т
• радиолокационное наблюдение
• специальная связь и ретрансляция информации
• снижение размерности РН для выведения КА и
¦ г—ков КА военного назначения на
перевод „„,
отечественную полигонную базу
вод зйпуско
ния на
ЫСОКО!
1Й пропускной
I i
—ковые системы связи с вые
.юностью
альн системы связи с подвижными объектами
• высокопроизводительные глобальные
информационные системы
• непосредственное телевешание, многоканальное
телевидение высокой четкости
I 1
• захоронение радиоактивных отходов
• глобальный экологический мониторинг
очистка околоземного пространства от
антропогенного космического мусора
—I антропогенного космического мусо]
_] • защита КА от космического мусора
• космическое производство
*~i радиотелескопа
{• исследование Земли из космоса
¦-1» исследования астероидов, комет
и планет Солнечной системы
• Марсианская экспедиция
• энергоснабжение Земли из космоса
• освещение локальных участков Земли
• добыча сырья из астероидов
• разрушение ядер зарождающихся тайфунов
• предотвращение столкновений с
астероидами и кометами
• восстановление озонового слоя Земли
• вывод в коси ос опасных производств
• борьба с "парниковым эффектом
10
102
103
ю4
ю5
Требуемые уровни мощности, кВт
Рис. 7.4 Перспективные космические задачи, требующие
повышенного энергопотребления

356
Глава седьмая
Ежегодный уровень фи-
фшшснроншод
космической
деятельности #>
Промышленное
производство в космосе
3 ..
1 ..
Удаление
радиоактивных отходов (качало)
Удаление
космического мусора (начало)
Глобальная система
дестшщжхшого зондирования
Земли, экологического
мониторинга и
предупреждения о стихий*
ных бедствиях
Космическая
солнечная энергетика и СВЧ
(начало)
I I I I
Пилотируемые
экспедиции к Марсу и
другим планетам
к Пилотируемые базы
' станции на Луне
\
Ч Удаление
космического мусора (в
полном объеме)
1 I Г
I I Г
Удаление раяиоаг-
тивных отходов (в
полном объеме)
Система
глобальной безопасности
под эгидой ООН
Максимальный
вариант
космической
деятельности
I I I
Коммерциализация российской
космической деятельности на национальном и
международном уровне
Полупромышленное производство
материалов в космосе
I I I I I I
Минимальный
вариант
космической деятельности
I I I
1992
2000
2010
2020
2030
*) За единицу принят уровень финансирования в 2000 г.
Рис. 7.5 Прогнозируемые задачи и объемы космической
деятельности на ближайшие десятилетия
перспективным задачам и возможным масштабам космической
деятельности, включая крупные проекты и космические системы, создаваемые для
решения глобальных проблем человечества, и хорошо согласуется с
работой [7.4]. Рассмотрены три варианта возможного развития космической
деятельности (максимальный, средний и минимальный), определяющие
в зависимости от масштабов финансирования сроки начала выполнения
отдельных перспективных проектов (рис. 7.5), среди которых:
- новое поколение международных систем связи, телевещания,
навигации, дистанционного зондирования Земли и поиска
ресурсов, экологического мониторинга, предупреждения о стихийных
бедствиях B005-2020 гг.);

Перспективы применения космических ядерных двигателей 357
- экспериментальное A990-1995 гг.), полупромышленное B010-
2015 гг.) и промышленное B010-2015 гг.) производство
уникальных материалов в космосе;
- удаление с орбит космического мусора (КА и их фрагментов)
(начало в 2005-2015 гг., в полном объеме - с 2015-2030 гг.);
- обитаемые базы - станции на Луне, в том числе и в качестве
возможного этапа подготовки марсианской пилотируемой
экспедиции B015-2035 гг.);
- пилотируемые экспедиции к Марсу и другим планетам B015-
2040 гг.);
- удаление радиоактивных отходов атомной энергетики, не
подлежащих хранению в недрах Земли, в специальные места
захоронения в космосе (начало, в объеме не менее 800 т/год, - 2015-
2025 гг., в полном объеме, более 1200 т/год, - 2025-2040 гг.);
- использование в космосе солнечной энергетики мощностью
200 кВт B005-2010 гг.), а затем более 1 МВт B010-2025 гг.).
Из задач, указанных на рис. 7.4. и 7.5, большая часть
требует, наряду с высокой мощностью энергопотребления на рабочих
орбитах и траекториях полета, и высокого уровня
энергодвигательного обеспечения, которое обычно характеризуется приращением
характеристической скорости (AVx), необходимым для
осуществления межорбитальных или межпланетных перелетов. Такие задачи
можно разделить на четыре группы:
- выведение КА с низких опорных орбит на энергоемкие
околоземные орбиты, такие как геопереходные (ГПО),
геостационарные (ГСО) и др.;
- транспортное обслуживание лунных баз;
- исследование автоматическими КА глубокого космоса, дальних
планет Солнечной системы и комет;
- пилотируемые экспедиции к планетам Солнечной системы, в
первую очередь, к Марсу.
Ниже приводятся оценки эффективности применения ядерных
двигательных и энергодвигательных установок при решении этих задач.

358 Глава седьмая
Задачи, решаемые на энергоемких
околоземных орбитах
На рубеже 2010 года прогнозируется появление потребности в
решении качественно новых космических задач научного, социально-
экономического, коммерческого и оборонного плана, для реализации
которых потребуется выведение на энергоемкие рабочие орбиты (в том
числе на геосинхронную и геостационарную) космических аппаратов
массой до 5 тонн с энерговооруженностью до 50 кВт.
К наиболее актуальным из задач двойного назначения,
реализация которых возможна в период до 2015 г., относятся задачи
всепогодного круглосуточного оперативного высокодетального
радиолокационного наблюдения обширных районов земной поверхности и
обеспечения специальной связи.
Радиолокационное наблюдение Земли
Область применения радиолокационных методов зондирования в
ближайшей перспективе будет неуклонно расширяться, что
обусловлено их уникальными свойствами:
- независимостью наблюдения от погодных условий и освещенности;
- уникальной чувствительностью к неровностям поверхности
(рельеф местности, конфигурация растительного покрова,
океанические волны и т.п.);
- чувствительностью к содержанию воды в земном покрове
(сельскохозяйственных культурах, почве, снегах и др.);
- возможностью осуществления подповерхностного зондирования
(поиск линз подземных вод, обнаружение очагов лесных
пожаров, определение профилей влажности почв и т.п.).
Основным преимуществом радиолокационных методов по
сравнению с методами наблюдения в оптическом диапазоне является
независимость от метеоусловий и освещенности, что чрезвычайно важно для
оперативных целей. Ряд оборонных и социально-экономических задач
могут быть решены только в условиях оперативного получения
информации, и радиолокационные системы могут стать единственно
пригодными для их решения.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 359
Разработка радиолокаторов с синтезированной апертурой (РСА)
позволяет получать радиолокационные изображения (РЛИ) с высоким
разрешением при использовании антенн относительно небольших
размеров. Это может обеспечить решение с помощью космических средств
следующих оборонных задач:
- наблюдение районов боевых действий (контроль за
перемещением техники, строительством сооружений, состоянием
транспортных магистралей и т.п.);
- наблюдение за надводной обстановкой в морских акваториях, в
районах портов и военно-морских баз, обнаружение и
распознавание класса надводных кораблей;
- оперативное картографирование труднодоступных районов,
уточнение и обновление топографических карт.
Среди научных и социально-экономических задач, решаемых с
применением РСА, можно выделить следующие:
- картографирование районов в интересах геологии, экологии,
сельского и лесного хозяйства, землепользования, архитектуры,
дорожного строительства;
- наблюдение районов стихийных бедствий и экологических
катастроф;
- контроль ледовой обстановки в интересах судовождения;
- исследования океанических процессов, влияющих на
жизнедеятельность человека (приливы, штормовые нагоны, загрязнения и т.п.);
- контроль зон рыболовства;
- контроль нефте- и газопроводов, линий электропередачи,
оросительных каналов с целью выявления мест аварий и повреждений.
Если антенное устройство РСА позволит сформировать луч,
направленный вертикально вниз, то обеспечивается организация высо-
тометрического режима для подспутникового зондирования, что даст
возможность дополнительно решить следующие задачи:
- уточнить профиль земного геоида;
- вести наблюдение за изменениями уровня Мирового океана;
- оценить масштабы приливных явлений;
- измерить толщину ледников в Антарктике;
- оценить уровень паводковых вод в водоемах.

360 Глава седьмая
Наличие 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.
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.
Вместе с тем, при решении многих военно-прикладных и
социально-экономических задач требуется глобальность и высокая
периодичность наблюдения (в некоторых случаях требуется
практически непрерывное наблюдение ограниченных районов, например, с
целью контроля обстановки в районах чрезвычайных ситуаций и
стихийных бедствий). 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 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 представляет интерес рассмотрение возможности
создания радиолокационных средств высокого разрешения,
базирующихся на высокоорбитальных КА, с которых возможно длительное
наблюдение определенных районов Земли. Например, при
функционировании КА на геосинхронной орбите высотой -36 000 км и
наклонением 20-60° возможно практически непрерывное (в течение до 90%
периода обращения) наблюдение значительных по размерам
территорий (см. рис. 7.6 и 7.7).

Перспективы применения космических ядерных двигателей 361
-130 -15) -120
120 1» 1М
Долгота, град.
Рис. 7.6 Зоны обзора КА РЛН с геосинхронной орбиты наклонением 20°
Широтадрад
•
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
У
у
У
у
рш\
нн
НИ
¦въ*>
НИ
Нп
ин
нн
ПИ
ИИ
ннв
нн
нн
ни
¦¦
ж»
чар
Иь
^
НИ, к
нн
нн
HHI
щц
¦Mi
¦¦IF!
шг
mm
шшш
¦¦
¦¦¦
р
¦
ННЮТ1
" Л й'ШШГ %
FJMB
«г
if ; -
В. 11
««^
т Ж
& Л
1» VI
I. ММ
шштт
ИКНИ
РИР5*Н'|"">"!Р
щ
жы
1
ПН
ШШШ
ШШШ
ШШШ
i^
ни
ин
^•зи
"ММ
^и
^н
инея*.
Hi
ЯНН
11
.180
-150
•120
-90
30
120 150 180
Долгота, 1рад.
Рис. 7.7 Зоны обзора КА РЛН с геосинхронной орбиты наклонением 60°

362 Глава седьмая
Для получения разрешения 1 м при эффективном размере зеркала
антенны 50x50 м РСА должен потреблять до -45 кВт электроэнергии.
Предварительные проектные проработки показали, что КА с РСА и
СЭС на основе солнечных батарей мощностью 15 кВт будет иметь
массу -9200 кг, а мощностью 25 кВт —15300 кг. Однако такие уровни
мощности не обеспечивают получение РЛИ с разрешением 1 м.
Существуют также ограничения по времени работы РСА на теневых
участках орбиты (например, при СЭС мощностью 15 кВт, обеспечивающей
непрерывную работу на освещенном участке орбиты, на затененном
участке возможно включение РСА только на 5 минут с последующим
20-минутным перерывом). Проблемой является также выведение К А
такой массы на геосинхронную орбиту, ибо традиционные средства
выведения решить эту задачу в одном пуске не могут.
В связи с этим для задач высокоорбитального радиолокационного
наблюдения земной поверхности с разрешением 1 метр необходимо
использование в составе К А бортовой ядерной энергетической
установки мощностью -50 кВт.
Специальная связь
Одной из перспективных энергоемких задач является обеспечение
специальной связи и ретрансляции.
Анализ перспектив развития космических комплексов данного типа
показывает, что масса КА с объединенным спецкомплексом
сантиметрового и дециметрового диапазона для обслуживания максимально
широкой сети абонентов может составить не менее 8 т, а требуемая
для питания аппаратуры мощность бортовой ЭУ в зависимости от
размеров антенны и условий функционирования комплекса находится
в диапазоне 18-45 кВт. Очевидно, реализация таких задач возможна
только с использованием ядерных энергетических установок.
Межорбитальная транспортировка и энергоснабжение
Увеличение потребной мощности СЭС перспективных КА,
функционирующих на геостационарной, геопереходных и других
энергоемких орбитах, при одновременном увеличении массы К А определяет
необходимость, наряду с существенным повышением эффективности
бортовых энергетических установок, и значительного увеличения эф-

Перспективы применения космических ядерных двигателей 363
фективности средств межорбитальной транспортировки (СМТ),
осуществляющих выведение КА с низких опорных орбит на энергоемкие
рабочие орбиты.
В таблице 7.1 приведены величины приращений
характеристической скорости (AVx), потребные для выведения КА с низких опорных
орбит на геопереходную и геостационарную орбиты в зависимости от
места старта, географическая широта которого определяет угол
наклонения плоскости опорной орбиты к плоскости экватора.
Таблица 7.1
AVx, потребные для перелетов с опорной орбиты на ГПО и ГСО
Место старта РН
Наклонение опорной орбиты, град.
AVx при выведении на ГПО, м/с
AVX при выведении на ГСО, м/с
Космодром
Плесецк
62,8
2750
5200
Космодром
Байконур
51,6
2750
4870
Экватор
0
2750
3940
Примечания:
1. Опорная орбита - круговая на высоте 200 км.
2. AVx - без учета гравитационных потерь
3. Наклонение ГПО равно наклонению опорной орбиты
Возможность создания и целесообразность применения
нетрадиционных ДУ (ЭРД и ЯРД) в составе СМТ исследовалась с середины
1970-х годов во многих НИИ и КБ СССР. На первом этапе этих
исследований полагалось, что СМТ (с ЭРД или с ЯРД) имеют собственные
источники электрической энергии. Такая постановка была
обусловлена предшествующим этапом развития энергетических и двигательных
установок, ресурс которых был ограничен современной им элементной
базой. В настоящее время уровень развития космического энергодвига-
телестроения позволяет прогнозировать достижение длительных
ресурсов как солнечных, так и ядерных энергоустановок с различными
системами преобразования тепловой энергии в электрическую, что, в
свою очередь, создает предпосылки для создания ядерных
энергодвигательных установок, способных обеспечивать межорбитальный перелет
КА с радиационно-безопасной на энергоемкую рабочую орбиту и
электроснабжение К А при его функционировании на рабочей орбите.

364 Глава седьмая
Положительные аспекты применения ЯЭДУ проявляются в
следующем. Во-первых, снимается необходимость иметь два бортовых
источника энергии (для СМТ и для КА), что позволяет увеличить
массу полезного груза на орбите. Во-вторых, энергетические установки
относятся к наиболее дорогостоящим системам КА (ядерные
энергетические установки вообще уникальны), поэтому целесообразно
использовать их ресурсные возможности и на участке выведения КА, и на
рабочей орбите в режиме энергоснабжения. В-третьих,
интегрированное конструктивное построение КА, когда в его состав входит
маршевая ДУ для доставки на орбиту, а собственная ЭУ используется для
энергоснабжения маршевой ДУ на участке выведения КА,
существенно расширяет возможности компоновки полезного груза в
ограниченных габаритах под головными обтекателями ракет-носителей.
К настоящему времени выявилась целесообразность
функционального объединения ЭУ или ЭДУ с другими бортовыми служебными
системами КА, используемыми при выведении на рабочую орбиту, в
отдельном блоке, получившем в отечественной литературе название
«транспортно-энергетический модуль» (ТЭМ), что является
синонимом используемого в зарубежной литературе понятия «базовая
спутниковая платформа».
По результатам исследований, нашедших отражение в
Концепции развития космической ядерной энергетики в России [7.6],
наиболее эффективной и, видимо, наиболее вероятной первоочередной
областью применения ядерной энергетики в околоземном космосе явится
энергодвигательное обеспечение КА, функционирующих на
энергоемких орбитах при большом энергопотреблении целевой аппаратуры.
Применение в составе КА транспортно-энергетических модулей на
основе ядерных энергодвигательных установок, позволяющих
обеспечить как доставку КА на рабочую орбиту, так и последующее питание
целевой аппаратуры и служебных систем в течение всего срока
эксплуатации аппарата, значительно увеличивает возможности
используемых средств выведения. В сравнении с традиционными средствами это
позволяет либо повысить эффективность КА на рабочей орбите (при
использовании тех же типов ракет-носителей) за счет значительного
(в два и более раз) увеличения массы целевой аппаратуры и повышен-

Перспективы применения космических ядерных двигателей 365
ного уровня ее энергообеспечения, либо, при сохранении массы КА,
использовать носители меньшей размерности с меньшей стоимостью
пуска и меньшим временем подготовки к старту.
Возможны два типа ТЭМ:
- на основе ЯЭУ и маршевой электроракетной ДУ (ЭРДУ);
- на основе бимодальных ЯЭДУ с различными способами
преобразования (термоэлектрический, термоэмиссионный или турбомашин-
ный) выделяемой в реакторе тепловой энергии в электрическую.
Благодаря высокому удельному импульсу тяги ЭРДУ (десятки
километров в секунду) первый тип ТЭМ обеспечивает наибольшую
энергобаллистическую эффективность . Для этого типа ТЭМ характерны
малая тяга (доли и единицы ньютона), большие времена транспортировки
@,5 — 1 год) и значительная электрическая мощность установки
(десятки-сотни киловатт), избыточная для целевых систем КА на рабочей
орбите. Траектория выведения КА на рабочую орбиту при непрерывной
работе ДУ малой тяги представляет собой раскручивающуюся спираль с
постепенным изменением угла наклона плоскости орбиты.
В последние годы в России и за рубежом проявляется интерес ко
второму типу ТЭМ - на основе бимодальных ЯЭДУ. В таких
установках в одном реакторном блоке обеспечивается режим работы
теплового ракетного двигателя с водородом в качестве рабочего тела и режим
работы ЭУ для питания целевой и служебной аппаратуры КА. Работа
бимодальной ЯЭДУ в режиме теплового двигателя обеспечивает
относительно небольшую продолжительность выведения на орбиту
(например, время транспортировки на геостационарную орбиту составляет
около одной недели) при значительно более высокой баллистической
эффективности по сравнению с традиционными средствами
транспортировки на базе ЖРД.
В последнее время разработан ряд концепций бимодальных ЯЭДУ,
которые можно классифицировать исходя из:
- типа используемого ядерного реактора;
- способа преобразования тепловой энергии в электрическую;
- наличия или отсутствия системы дожигания рабочего тела.
В РНЦ «Курчатовский институт», ЦКБ Машиностроения и НПО
«Луч» разработана концепция ЯЭДУ на основе модернизации термо-

366
Глава седьмая
эмиссионного реактора-преобразователя ЭУ «Топаз-2» на тепловых
нейтронах, допускающего продувку водорода через топливный
сердечник с нагревом его до температуры -2100 К (в дальнейшем изложении
такая ЯЭДУ обозначена как ЯЭДУ-1).
В НИКИ Энерготехники разработана концепция ЯЭДУ, в
которой применены технические решения, характерные для твердофазных
реакторов ЯРД с уровнем нагрева рабочего тела (водорода) до 2800 К
и более. Используется реактор на быстрых нейтронах с литиевым
контуром охлаждения. Проработаны варианты ЯЭДУ с
термоэмиссионным и турбомашинным способами преобразования тепловой энергии в
электрическую (соответственно ЯЭДУ-2 и ЯЭДУ-3).
Концепция газотурбинной ЯЭДУ с газоохлаждаемым ядерным
реактором и дожиганием водорода с кислородом (ЯЭДУ-4) проработана в
НИИ энергетического машиностроения МГТУ им. Н.Э.Баумана.
В таблице 7.2 приведены основные технические характеристики
перечисленных типов бимодальных ЯЭДУ, имеющих одинаковый
уровень полезной электрической мощности (N3ji=10 кВт) при
функционировании К А на рабочей орбите [7.7].
Таблица 7.2
Параметр
Тепловая мощность, кВт:
на режиме ЯРД
на энергетическом режиме
Температура нагрева водорода, К
Отношение расхода кислорода к
расходу водорода
Тяга на режиме ЯРД, Н
Удельный импульс тяги ЯРД, м /с
Ресурс работы:
на режиме ЯРД, ч
на энергетическом режиме, лет
Масса установки (без запаса рабочего
тела и топливного бака), кг
ЯЭДУ-1
950
220
Около 2100
0
200
7550
250
7...10
1500
ЯЭДУ-2
5100
135
2800
0
980
8825
100
до 10
1825
ЯЭДУ-3
5100
50
2800
0
980
8825
100
до 10
1905
ЯЭДУ-4
115
37
2000
0-2,3
28-72
7750-5910
-170
до 10
1193
Ниже, в таблице 7.3, приведены результаты сравнительного
анализа баллистической эффективности применения рассматриваемых
вариантов бимодальных ЯЭДУ в составе транспортно-энергетических
модулей при выведении КА с опорной орбиты на ГСО применительно к
ракетам-носителям (РН) различной грузоподъемности: «Русь», «Зе-

Перспективы применения космических ядерных двигателей 367
нит-М» и «Ангара» (масса полезного груза, выводимого на низкую
опорную орбиту -7,8, -15, -25 тонн соответственно) [7.7]. В качестве
критериев эффективности использовались масса полезного груза (т^)
на ГСО (без массы ТЭМ) и время выведения (tB). При этом
учитывались конкретные габаритные ограничения, связанные с размещением
КА с ТЭМ под головными обтекателями РН, и ограничения по
минимально допустимой высоте включения в работу ЯЭДУ. В этой же
таблице приведены значения т^ и tB для традиционных разгонных
блоков с перспективными ЖРД и традиционными СЭС на основе планар-
ных солнечных батарей, а также для ТЭМ с двухрежимной ЯЭУ и
ЭРДУ. При этом в разгонном блоке (РБ) РН типа «Русь»
используются ЖРД на компонентах керосин-кислород, а в РБ РН «Зенит-М» и
«Ангара» -кислородо-водородные ЖРД. Выведение КА с опорной
орбиты на ГСО РБ с ЖРД осуществляется по схеме «с забросом», а во
всех остальных случаях - по «прямой» схеме. Место старта РН -
космодром Плесецк.
Таблица 7.3
Тип установки


дальные
ЯЭДУ-1
ЯЭДУ-2
ЯЭДУ-3
ЯЭДУ-4
Двухрежимная
ЯЭУ+ЭРДУ
РБсЖРД
Ракета-носитель
"Русь"
кг
670
540
290
1280
2100
<0
CVT
8,0
1,6
1,1
35
365
2,7
Ли
кВт
10
10
10
10
10*}
зГ>
10
"Зенит-М
и*пг,
кг
3500
3780
3540
3350
4700
1300
*в,
CVT
22,5
4,7
4,2
60
365
2,7
["
АГэл,
кВт
10
10
10
10
25#)
бГ>
10
"Ангара
>япг,
кг
7420
8280
8030
6130
8100
4350
*в,
сут
42,1
8,3
8,4
60
365
2,7
кВт
10
10
10
10
50#)
100**>
10
*} Располагаемая электрическая мощность на рабочей орбите.
**> Электрическая мощность, потребляемая ЭРДУ.
Масса полезного груза в таблице 7.3 соответствует массе К А на
ГСО за вычетом массы ТЭМ с ЯЭДУ или массы СЭС при использовании
РБ с ЖРД. Приведенные в таблице 7.3 данные показывают, что с
увеличением грузоподъемности РН баллистическая эффективность
рассматриваемых типов бимодальных ЯЭДУ возрастает, и при начальной

368 Глава седьмая
массе орбитального комплекса (КА+ТЭМ) на опорной орбите -25 т
(РН «Ангара») масса КА, выводимого на ГСО с использованием ЯЭДУ-2
и ЯЭДУ-3 в течение -8,5 суток, примерно равна массе КА,
выводимой с использованием ЯЭРДУ в течение года. При этом масса КА,
выводимых на ГСО с использованием бимодальных ЯЭДУ, почти в
два раза больше, чем масса К А, выводимого разгонным блоком с
перспективным кислородо-водородным ЖРД. При начальной массе
орбитального комплекса -7,8 т (РН «Русь») наиболее эффективна
из рассмотренных вариантов бимодальная установка ЯЭДУ-4 с
дожиганием водорода с кислородом. В данном случае тпг~1300 кг, а
время выведения -35 суток.
Таким образом, рациональной областью применения в
околоземном космическом пространстве бимодальных ЯЭДУ, в которых
используются технические решения, свойственные ЯРД с твердофазными
реакторами, является создание на их базе транспортно-энергетических
модулей тяжелых орбитальных средств, предназначенных для
выведения на энергоемкие рабочие орбиты и электроснабжения этих средств
в течение всего срока активного функционирования.
Транспортное обслуживание лунных баз
Специалисты ведущих космических держав - России, США,
Франции - в числе приоритетных задач начала XXI века рассматривают
освоение Луны и Марса. Как известно, из всех крупных тел Солнечной
системы Луна к настоящему времени наиболее полно изучена
автоматическими и пилотируемыми космическими средствами. Очевидно, что
первым шагом в продвижении человека в дальний космос должно быть
освоение Луны. Эта задача важна по многим причинам. Согласно
современным данным, недра Луны содержат много полезных
ископаемых. Лунные грунты богаты кремнием, железом, магнием, титаном,
алюминием, кальцием. В поверхностном слое реголита в небольшом
количестве содержатся водород и редкий изотоп гелия - Не3. В
поверхностном слое лунного грунта в большом количестве (до 45%)
имеется кислород. В связи с этим первая база на Луне должна, кроме
проведения научных исследований (астрономических, геофизических,
геологических), выполнять функции цеха по производству кислорода из

Перспективы применения космических ядерных двигателей 369
лунного грунта - с тем, чтобы обеспечить и жизнедеятельность
базы, и снабжение окислителем двигательных установок
транспортных систем [7.8, 7.9].
По мере освоения Луна может стать базовым пунктом для
организации крупномасштабного экологически чистого энергоснабжения Земли
из космоса, целесообразность реализации которого диктуется, с одной
стороны, постоянно растущими потребностями человечества в энергии, а
с другой, - экологическими ограничениями развития земной энергетики
на органическом топливе. В качестве варианта такой системы может
рассматриваться комплекс лунных энергетических станций на основе
тонкопленочных кремниевых солнечных батарей, передающих энергию
на Землю в виде сверхвысокочастного луча с последующим
преобразованием ее в электрический ток промышленных параметров. Комплексная
переработка лунного сырья позволит получить необходимую
номенклатуру конструкционных, электротехнических и оптических материалов
для лунных энергоизлучательных комплексов.
В качестве одного из компонентов энергетики будущего
рассматриваются наземные термоядерные электростанции, работающие на
экологически чистом топливе дейтерий+Не3, причем изотоп Не3,
практически отсутствующий на Земле, можно добывать из космических
источников (например, из лунного реголита) и доставлять на Землю
транспортной системой [7.10, 7.11].
Проведенные оценки показывают, что обслуживание постоянных
лунных баз (ПЛБ) с использованием традиционных средств
межорбитальной транспортировки с ракетными двигателями на химическом
топливе оказывается неприемлемым как по техническим, так и по
экономическим критериям, так как требует десятков пусков в год
ракет-носителей сверхтяжелого класса грузоподъемностью (на низкие орбиты ИСЗ)
-100 т [7.12]. В связи с этим концепция промышленного освоения Луны
потребует создания высокоэффективного межорбитального
транспортного конвейера Земля-Луна-Земля, обеспечивающего поэтапное
развертывание и функционирование постоянных лунных баз. Основу
транспортного конвейера должны составить межорбитальные многоразовые
буксиры с ЯРД и ЯЭДУ и лунные посадочные аппараты (ЛПА) с ЖРД. На
первом этапе обслуживания лунных баз компоненты топлива для ЛПА
(водород и кислород), как и рабочее тело для ЯРД буксира (водород),

370 Глава седьмая
должны доставляться с Земли. На последующих этапах, по мере
освоения производства компонентов топлива из лунного сырья, звенья
конвейера будут работать частично или полностью на «лунном» топливе,
что резко увеличит транспортную производительность.
Ожидаемые грузопотоки к Луне:
- в подготовительный период обследования предполагаемых
районов расположения ПЛБ автоматическими средствами (около
4-5 лет) грузопоток на поверхность Луны будет примерно
постоянным и составит 10-20 т/год, масса модулей полезного груза,
доставляемых на поверхность Луны, - 2-5 т (то есть 5-10 т на
орбите спутника Луны).
- в период развертывания ПЛБ с персоналом 4-10 человек и
начала производства кислорода и других материалов из лунного грунта
(около 6-10 лет) потребный грузопоток на поверхность Луны
будет постепенно увеличиваться до -100 т/год, а масса модулей
полезного груза - до 2-10 т (на орбите спутника Луны,
соответственно, 5-20 т).
- в последующий период наращивания мощностей по
производству «лунного» кислорода потребный грузопоток на поверхность
Луны будет возрастать как минимум до -500 т/год;
доставляемый полезный груз должен формироваться из модулей -Ют (на
окололунной орбите, соответственно, -20 т).
Собственные потребности первой лунной базы в электроэнергии
составят более 10 кВт [7.9, 7.10] и в дальнейшем по мере
расширения масштабов освоения Луны будут увеличиваться. В связи с этим
целесообразна поставка на Луну небольшой атомной электростанции
электрической мощностью порядка десятков - сотен кВт.
Несколько многоразовых космических ядерных буксиров,
использующих технологии ЯРД, со сменными топливными модулями
(баки с рабочим телом - водородом), выводимыми на околоземную
орбиту вместе с «лунной» полезной нагрузкой
ракетами-носителями «Русь», «Зенит-М», «Протон», «Ангара», смогут обеспечить
оперативное развертывание и наращивание мощности лунной
производственной и энергетической базы при существенном
уменьшении (в несколько раз) экономических затрат по сравнению с
одноразовыми буксирами на химическом топливе.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 371
Согласно оценкам [7.9], стоимость доставки 1 кг полезного груза
на Луну может быть снижена до уровня 20 тыс. долл. за счет
использования в транспортной системе трех перспективных технологий:
- одноступенчатой многоразовой ракеты-носителя для выведения
грузов на околоземную монтажную орбиту,
- утилизации в двигательных установках транспортной системы
«лунного» кислорода,
- ядерного ракетного двигателя с форсажом тяги за счет
использования «лунного» кислорода.
Для первых лунных ядерных буксиров может быть использован
ЯРД с твердофазным реактором как относительно простой и наиболее
отработанный к настоящему времени в СССР и США. Вместе с тем, в
случае использования реактора ЯРД только в качестве средства нагрева
водорода для создания реактивной тяги удовлетворение бортовых нужд
космического буксира потребует обращения к другим типам источников
энергии, например, к солнечным или химическим батареям.
Однако последняя проблема может быть снята посредством
перехода от технологии ЯРД к технологиям ЯЭДУ, где, как
отмечалось выше, реактор, кроме создания тяги, обеспечивает в режиме
работы на низком уровне мощности выработку электроэнергии для
бортовых нужд буксира.
В [7.12] представлена концепция транспортной системы для
обслуживания лунных баз, включающая:
- одноразовые РН типа «Русь», «Зенит», «Протон-М», «Ангара»;
- межорбитальные буксиры многоразового (пятикратного)
использования с ЯРД, осуществляющие доставку модулей полезного
груза с околоземной на окололунную орбиту;
- лунные посадочные аппараты с ЖРД (компоненты топлива -
водород+кислород) для доставки модулей полезного груза с
окололунной орбиты на поверхность Луны.
Ядерный лунный буксир, принципиальная схема кторого
показана на рис. 7.8, состоит из двух основных модулей: многократно E раз)
используемого двигательного модуля и одноразового топливного
модуля (основного водородного бака), соединенных с помощью
разъемного стыковочного узла. Двигательный модуль включает ЯРД (с
реактором, соплом, блоком радиационной защиты; агрегатным отсе-

372 Глава седьмая
Лунный посадочный аппарат-
с полезным грузом
Невозвращаемый водородный бак
Стыковочный узел
Возвращаемый водородный бак
гРеактор
Приборный контейнер
-Агрегатный отсек (САУиСУ)
- Блок радиационной защиты
Рис. 7.8 Ядерный лунный буксир с полезным грузом
ком), бак водорода, используемого на этапе возвращения модуля с
орбиты ИСЛ на орбиту ИСЗ, а также многофункциональную
вспомогательную ДУ на долгохранимых компонентах (АТ+НДМГ),
предназначенную для проведения операций стыковки и расстыковки
модулей, создания корректирующих импульсов тяги и обеспечения
ориентации и стабилизации буксира при межорбитальных перелетах.
Водород хранится в двух баках с высокоэффективной экранно-
вакуумной теплоизоляцией. Бак одноразового (топливного) модуля
опорожняется на участке полета орбита ИСЗ - орбита ИСЛ и на
орбите Луны сбрасывается. Бак многоразового (двигательного)
модуля опорожняется на участке полета орбита ИСЛ - орбита ИСЗ и
находится в составе этого модуля на протяжении всего срока его
эксплуатации.
Лунный посадочный аппарат (одноразовый) с модулем полезной
нагрузки отделяется от топливного модуля на орбите ИСЛ, после чего
осуществляет с помощью кислородо-водородного ЖРД сход с орбиты
и мягкую посадку на поверхность Луны.
Схема межорбитального рейса ядерного лунного буксира (ЯЛБ) со
сбросом топливного модуля на орбите ИСЛ [7.12] является базовой.
Такой сброс увеличивает массу доставляемого на Луну полезного груза
на -30%. В этой схеме полета требуется 4 включения ЯРД: два в
прямом направлении (для схода с орбиты ИСЗ и для выхода на
окололунную орбиту) и два в обратном (см. рис. 7.9).

Перспективы применения космических ядерных двигателей 373
Переход на траекторию перепета к Луне
Переход на траекторию возвращения к Земле
Выход на окололунную орбиту
Выход на околоземную орбиту
Рис. 7.9 Базовая схема межорбиталъного рейса буксира с четырьмя
включениями ЯРД
В данном случае ЯРД с водородным баком и вспомогательной ДУ на
стабильных компонентах топлива АТ+НДМГ образует двигательный
модуль (ДМ), который ракетой-носителем среднего класса типа «Русь» или
«Зенит-М» выводится на круговую радиационнобезопасную стартовую
орбиту (РБО) высотой 800 км. Сборка, состоящая из основного
водородного бака и лунного модуля (ЛМ), который, в свою очередь, состоит из
лунного посадочного аппарата и полезного груза, доставляемого на Луну,
выводится РН типа «Ангара» на низкую круговую орбиту ИСЗ высотой
200 км, а затем с помощью двигательной установки ЛПА переводится
на стартовую орбиту, где стыкуется с ДМ. Первым импульсом тяги ЯРД
буксир с ЛМ переводится на эллиптическую траекторию перелета к Луне,
а вторым импульсом - выводится на орбиту назначения ИСЛ. Там
лунный модуль отделяется от двигательного модуля и с помощью
двигательной установки ЛПА доставляет полезный груз на поверхность Луны, а
ДМ с помощью третьего импульса тяги ЯРД переводится на
эллиптическую траекторию возвращения к Земле. Четвертым тормозным импульсом
тяги ЯРД двигательный модуль возвращается на исходную РБО. Через
определенное время ожидания к ДМ пристыковывается новая связка
водородного бака с ЛМ и полезным грузом, выведенная следующим пуском

374
Глава седьмая
РН «Ангара», и транспортный цикл повторяется. После завершения
последнего (пятого) рейса и выработки рабочего ресурса двигательный
модуль с ЯРД четвертым импульсом тяги переводится на
гелиоцентрическую орбиту.
Кроме базовой схемы межорбитального рейса ЯЛБ, в [7.12]
рассмотрен ряд других схем, в частности схема с двумя включениями ЯРД, когда
отделение ЛПА с полезным грузом от буксира осуществляется на
пролетной относительно Луны траектории, а не на орбите ИСЛ (рис. 7.10).
Переход на траекторию перелета к Луне
Выход на околоземную орбиту
Рис. 7.10 Схема межорбитального рейса буксира с двумя
включениями ЯРД
Оценка энергетических характеристик и баллистической
эффективности ЯЛБ проводилась при следующих условиях:
- околоземная опорная стартовая орбита ЯЛБ - круговая
высотой 800 км;
- окололунная орбита назначения ЯЛБ - круговая высотой 100 км;
- характеристические скорости: для ухода с орбиты ИСЗ к Луне -
3,37 км/с, для перехода на орбиту ИСЛ - 1,02 км/с, для ухода
с орбиты ИСЛ к Земле - 1,02 км/с, для перехода на опорную
орбиту ИСЗ - 3,22 км/с;

Перспективы применения космических ядерных двигателей 375
- затраты характеристической скорости на управление движением
буксира - 1% от потребного прироста скорости;
- затраты характеристической скорости на сближение и стыковку
элементов буксира на стартовой орбите - 100 м/с.
Характеристики использованного в этих оценках ЯРД приведены
в таблице 7.4.
Таблица 7.4
Наименование параметра
1. Рабочее тело
2. Тяга ЯРД (в пустоте), кН
3. Удельный импульс, с
- теоретический
- действительный
4. Средняя температура рабочего тела в сопловой камере, К
5. Тепловая мощность реактора, МВт
6. Время работы двигателя, с
- при старте с околоземной орбиты
- при переходе на окололунную орбиту
- при старте с окололунной орбиты
- при переходе на околоземную орбиту
7. Масса ЯРД (без топливных баков), кг
8. Отношение тяги к массе ЯРД (без топливных баков), кгс/кг
9. Время пассивного полета на трассе Земля - Луна, час
10. Количество рейсов
Значение
водород
68
940
900
2900
340
810
210
65
135
-2900
2,40
90
5
Принятый в расчетах удельный импульс кислородо-водородных
ЖРД лунного посадочного аппарата составляет 450 с, удельный
импульс вспомогательных ДУ на высококипящих компонентах - 305 с.
Результаты энергобаллистических оценок, приведенные в [7.12],
показали, что использование в транспортной системе для
обслуживания лунных баз ЯРД с твердофазным реактором в комплексе с РН
среднего и тяжелого классов может обеспечить за один рейс доставку
на поверхность Луны полезного груза массой до 4-5 т. В случае
двойных пусков тяжелых РН с раздельным выведением и предварительной
стыковкой на низкой орбите ИСЗ топливного и лунного модулей масса
доставляемого на поверхность Луны полезного груза может быть
увеличена до 8-11 т, что достаточно не только для разведочных полетов

376 Глава седьмая
и организации на Луне постоянной обитаемой базы, но и для доставки
технологического оборудования и материалов с целью производства
«лунного» кислорода.
Применение в рассматриваемом буксире ЯЭДУ электрической
мощностью 50 кВт и электроракетных двигателей на участке
возвращения буксира с орбиты ИСЛ на орбиту ИСЗ позволит увеличить массу
полезного груза, доставляемого на Луну одним рейсом, примерно на
15% по сравнению с вариантом, когда используется «чистый» ЯРД.
Однако при этом продолжительность рейса буксира увеличивается до
-250 суток, тогда как в варианте с применением ЯРД это время
составляет около 8 суток.
Стоимость доставки 1 кг полезного груза на поверхность Луны с
использованием многоразового ядерного буксира и отечественных
ракет-носителей оценивается в 22-25 тыс. долл. США.
Таким образом, в рассмотренной концепции ядерный лунный
буксир, состоящий из возвращаемого двигательного модуля с ЯРД
многократного использования и одноразового топливного модуля,
позволяет (используя один-два буксира) удовлетворить прогнозируемые
потребности грузовых перевозок при создании на Луне первой постоянно
действующей базы.
Исследования дальних планет Солнечной
системы автоматическими КА
Ответ на вопрос о главной цели полетов к планетам и малым
телам Солнечной системы был сформулирован еще при планировании
первых беспилотных космических экспедиций к Луне, Марсу и Венере:
эти полеты необходимы для пополнения наших эмпирических (в
первую очередь, космохимических) знаний с целью решения
фундаментальной проблемы науки - происхождения и эволюции Солнечной
системы. Нерешенность этой задачи не позволяет построить надежную
геохимическую модель Земли и, соответственно, модели глобальных
геологических (в том числе тектонических) процессов. Без создания
такой модели Земли невозможна и разработка эффективной стратегии
поисков и освоения новых ресурсов жизнеобеспечения человечества.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 377
Ключ к пониманию механизма процессов, происходивших в период
формирования Солнечной системы, может дать реликтовое вещество,
собранное из различных ее областей. Поиск такого вещества будет, по-
видимому, одним из ориентиров при формировании программ
исследования космического пространства. Вероятность найти реликтовое
вещество существенно повышается, если обратиться к малым телам
Солнечной системы - кометам, астероидам и малым спутникам планет.
Планеты Солнечной системы можно разделить на две
группы [7.13]:
- земную (Меркурий, Венера, Земля, Марс);
- группу дальних планет (Юпитер, Сатурн, Уран, Нептун,
Плутон).
Марс и Венера - соседние с Землей планеты - к настоящему
времени в определенной степени исследованы и продолжают
исследоваться (СССР/Россия и США) автоматическими космическими аппаратами
(АКА) с ракетными двигателями на химическом топливе и
энергетическими установками на основе солнечных батарей. Проведены первые
пуски АКА для изучения Юпитера и его спутников. Область
Солнечной системы, занятая орбитами планет дальней, юпитерианской
группы, характеризуется огромными расстояниями этих планет от Солнца
и Земли и между собой. Радиусы сфер действия планет измеряются
десятками миллионов километров, длительности полетов - годами и
десятилетиями. Мощные атмосферы планет в сочетании с сильным
тяготением по-новому ставят вопрос о посадке на эти небесные тела.
Весьма затруднительным будет выход АКА на низкие орбиты
искусственных спутников. С удалением орбит планет от Солнца и Земли
возрастают потребные энергозатраты для полета к ним, увеличивается и
время полета. Наиболее простые схемы полета к дальним планетам -
«прямые» (без гравитационных или гравитационно-активных
маневров при пролете попутных планет). Энергозатраты, необходимые для
полета к этим планетам, зависят от даты старта и продолжительности
полета. Для всех внешних планет оптимальные даты (а точнее «окна»)
старта повторяются примерно через год (например, для Юпитера -
через 13 месяцев). Оптимальные (по минимуму энергозатрат)
продолжительности полетов к Урану, Нептуну, Плутону достаточно велики

378
Глава седьмая
и составляют соответственно 16, 31 и 46 лет, но заметное
возрастание энергозатрат происходит лишь начиная с продолжительности 11 лет
при полете к Урану и 14 лет при полетах к Нептуну и Плутону.
В таблице 7.5 приведены средние радиусы орбит внешних планет
(в астрономических единицах), потребные энергозатраты (AVx на
низкой орбите ИСЗ) и времена полета к этим планетам.
Таблица 7.5
Планета
назначения
Юпитер
Сатурн
Уран
Нептун
Плутон
Средний радиус
орбиты, а.е.
5,2
9,5
19,1
30,0
39,6
AFX, км/с
(на низкой орбите ИСЗ)
6,5
7,2
8,0
8,1
8,2
Продолжительно сть
полета, лет
2,5
6,0
11,0
14,0
14,0
Из приведенных данных следует, что при полетах к дальним
планетам потребные энергозатраты настолько высоки, что использование
на автоматических КА ядерных ракетных двигателей вместо ЖРД
или РДТТ позволит существенно повысить массу полезной нагрузки и
тем самым расширить объем проводимых исследований. Кроме того, в
связи с большим удалением этих планет от Солнца становится
невозможным использование в системах электроснабжения КА солнечных
батарей. Эта проблема снимается путем перехода от технологии ЯРД к
технологии бимодальных ЯЭДУ, в которых реактор в режиме работы
на низком уровне мощности обеспечивает выработку электроэнергии
для бортовых нужд КА, а в режиме работы на большой мощности -
еще и нагрев рабочего тела для движителя. Такая СЭС, кроме того,
создает основу для надежной радиосвязи АКА с Землей и устойчивой
передачи результатов исследований.
Существенное сокращение продолжительности полетов при «прямой»
схеме возможно лишь за счет значительного возрастания энергозатрат.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 379
Более рациональный путь сокращения времени полета к
дальним планетам связан с использованием гравитационных полей
«попутных» планет [7.13, 7.14]. При этом особую роль будет играть
Юпитер - из-за его большой массы и высоких скоростей входа АКА в
сферу его действия. Такой путь на примере полета к Сатурну с
пролетом около Юпитера показан на схеме (рис. 7.11). В этом случае АКА
стартует с низкой орбиты ИСЗ с минимальной скоростью отлета при
прямом полете к Сатурну -7,2 км/с. Через 500 суток АКА проходит
около Юпитера на расстоянии четырех радиусов от центра планеты и
в результате гравитационного воздействия получает импульс
-18,7 км/с. Через 1072 суток (~3 года) после старта космический
аппарат достигает Сатурна. Таким образом, использование
гравитационного маневра у Юпитера позволяет без увеличения энергозатрат
сократить время полета к Сатурну вдвое.
Полеты к Сатурну «через Юпитер» возможны ежегодно в
течение трех лет во время сезонов продолжительностью в один месяц
(например, в 2016-2019 годах). Но благоприятные трехлетние
периоды для таких полетов повторяются лишь через 20 лет.
Продолжительность полетов АКА к Урану, Нептуну и
Плутону «через Юпитер» составляет соответственно -5 лет, -7,6 года
и -8,9 года.
Показательным примером эффективного применения бимодальных
ЯЭДУ в задачах исследования планет юпитерианской группы и их
спутников является концептуальный проект этих исследований,
представленный в [7.15] и [7.16].
В основу проекта положен АКА с бимодальной ЯЭДУ, которая
генерирует электроэнергию мощностью 10 кВт и обеспечивает реактивную тягу:
при работе на водороде - 1000 Н с удельным импульсом тяги (Jyfl) -8,5 км/
с, а при работе на аммиаке - 1880 Н с JyA~4,5 км/с. Кроме ЯЭДУ, АКА
имеет двигательную подсистему на основе ионных двигателей, работающих
на ксеноне. Удельный импульс тяги ЭРД составляет -50 км/с, а удельная
масса - 18 кг/кВт.

380
Глава седьмая
Орбита
Сатурна
Пояс
астероидов
9 а.е.
8
'7
Орбита
Юпитера
800 сут
00 сут
200 сут
400
сут
Рис. 7.11 Полет к Сатурну «через Юпитер».
Положение планет: 30 - Земля в момент старта; Зх, Юг - Земля и
Юпитер в момент облета Юпитера; 32, С2 - Земля и Сатурн в
момент достижения Сатурна

Перспективы применения космических ядерных двигателей 381
Массовая сводка такого АКА приведена в таблице 7.6.
Таблица 7.6
Параметр
Научно-исследовательская аппаратура (полезный груз), кг
Масса космического аппарата со всеми подсистемами, кроме
ЯЭДУ, ЭРД, топлива и топливных баков, кг
Бимодальная ЯЭДУ, кг
Двигательная установка с ЭРД, кг
Водород и водородный бак, кг
Аммиак и аммиачный бак, кг
Ксенон и ксеноновый бак, кг
Полезная масса на низкой орбите ИСЗ, кг
Величина
425
1460
180
3325
370
490
6350*),6570~)
*) Вариант, когда вся научно-исследовательская аппаратура в
процессе исследования планеты остается на борту АКА.
**) Вариант, когда в процессе исследований планеты масса
научной аппаратуры на борту АКА составляет 20 кг, а основная
часть аппаратуры размещена на «микроаппаратах»,
функционирующих самостоятельно на орбитах искусственных спутников
планеты или ее спутников (Ио, Европа, Ганимед, Каллисто в
случае полета к Юпитеру), а также на поверхности планеты и ее
спутников.
Перелет от Земли на орбиту искусственного спутника Юпитера
осуществляется следующим образом.
С орбиты ИСЗ АКА стартует при работе ЯЭДУ в
двигательном режиме на водороде и в ходе этого этапа скорость полета
возрастает на -4,7 км/с. Примерно через один год полета АКА
приближается к Земле и ему в районе афелия сообщается импульс
скорости -500 м/с за счет работы ЯЭДУ в двигательном режиме
на аммиаке. Переход с гелиоцентрической на эллиптическую
орбиту искусственного спутника Юпитера (перицентр - 5 радиусов,
апоцентр - 158 радиусов Юпитера) в плоскости эклиптики
осуществляется за счет работы ЭРД, которые используются также и
для разведения «микроаппаратов».

382 Глава седьмая
Таким образом, использование бимодальной ЯЭДУ в сочетании с
ЭРД обеспечивает исследование Юпитера, Сатурна и других внешних
планет и их спутников при начальной массе АКА -6,5 т. Такой АКА
может выводиться на исходную орбиту ИСЗ ракетой-носителем типа
Атлас-2АБ (масса выводимого полезного груза - до ~8 т).
Решение подобных задач с использованием ЯЭУ (вместо ЯЭДУ) и
ЭРД требует непомерно больших длительностей работы ЭРД F-10 лет),
а использование комбинаций ЖРД и ЯЭРД позволяет сократить эту
длительность до 2-4 лет, но приводит к росту начальной массы АКА
до -18 т. Такие АКА можно выводить на орбиту ИСЗ лишь
дорогостоящими ракетами-носителями типа «Титан-4».
Пилотируемая экспедиция на Марс
Систематические разработки концепций пилотируемых
экспедиций на Марс начали проводиться в середине 1960-х годов. Уже в
начальной фазе работ было установлено, что на пути осуществления
задачи стоят две главные проблемы:
- высокие потребные энергозатраты, определяющие большие
начальные массы марсианского комплекса на околоземной орбите
при использовании в составе ДУ перспективных ЖРД на кисло-
родо-водородном топливе A500 т и более);
- большая длительность экспедиции (~3 года).
Первая проблема стимулировала развитие работ по космическим
ядерным двигателям и энергетическим установкам, поскольку было
показано, что использование в составе энергодвигательного комплекса
(ЭДК) марсианского экспедиционного корабля ЯРД с твердофазным
или газофазным реакторами, а также электроядерных ЭДУ позволит
существенно (в 2-3 раза) снизить начальную массу корабля на
исходной монтажной орбите ИСЗ и сократить время межорбитальных
перелетов орбита ИСЗ - орбита ИСМ - Земля до одного-двух лет.
Вторая проблема требовала экспериментального подтверждения
работоспособности человека в космическом полете в течение
требуемого срока. Опыт, накопленный к тому времени в орбитальных полетах
советских и американских космонавтов по длительности пребывания
человека в космосе, ограничивался несколькими сутками. Проблема

Перспективы применения космических ядерных двигателей 383
представлялась определяющей и явилась основанием для инициативы
президента АН СССР М.В.Келдыша по созданию долговременных
орбитальных станций, первая из которых (серии «Салют») была
выведена на орбиту ИСЗ 19 апреля 1971 года.
В начале 1990-х годов интерес в России и в США к пилотируемой
экспедиции на Марс возродился, что объясняется значительными к
тому времени достижениями практической космонавтики, - имеются в
виду создание и успешная эксплуатация многоразовой системы «Спейс
Шаттл», тяжелой модульной орбитальной станции «Мир»,
принципиальное решение вопросов обеспечения работоспособности при
длительном пребывании человека в космосе, а также создание сверхтяжелой
ракеты-носителя «Энергия», способной выводить на низкие орбиты
ИСЗ полезные грузы массой до 100 т.
Помимо бесценного научного значения, подготовка
пилотируемого полета на Марс может иметь и всемирный политический
эффект, став принципиальной альтернативой программам
милитаризации космоса. Реализация экспедиции на международной основе с
объединением усилий России, США и других государств позволит
наиболее полно использовать научно-технический потенциал
мирового сообщества, даст мощный импульс развитию не только
космонавтики, но и всей земной цивилизации.
Разработка пилотируемого комплекса для полета на Марс
потребует проведения большого объема научно-исследовательских работ по
проблемным вопросам, к числу которых относится и проблема
энергодвигательного обеспечения марсианского экспедиционного комплекса
(МЭК). Создание средств энергодвигательного обеспечения МЭК, в
первую очередь, маршевых двигательных и энергетических установок, а
также двигательных установок для марсианского взлетно-посадочного
комплекса с высоким уровнем надежности и энергомассового
совершенства, является наиболее сложной проблемой и во многом будет
определять возможность реализации экспедиции с приемлемой
стартовой массой и необходимым уровнем обеспечения безопасности
экипажа. Тип и состав средств энергодвигательного обеспечения определяет
облик всего марсианского экспедиционного комплекса и может
оказать значительное влияние на стоимость разработки и сроки
осуществления проекта экспедиции в целом.

384 Глава седьмая
Энергодвигательный комплекс МЭК должен обеспечивать:
- маршевые режимы тяги для ухода с орбиты ИСЗ, перехода на
орбиту ИСМ и ухода с нее при возвращении к Земле;
- электропитание бортовых служебных систем, в том числе систем
термо- и криостатирования;
- электропитание электрореактивных двигателей малой тяги (в
случае их использования).
К настоящему времени проведены проработки нескольких
концепций марсианского экспедиционного комплекса, отличающихся
типом используемых маршевых двигательных установок. В их числе:
- МЭК на базе перспективных кислородо-водородных
двигательных установок и автономных источников энергии (ядерных
или солнечных);
- МЭК на базе комплексных двухрежимных ядерных двигательно-
энергетических установок, обеспечивающих двигательный режим
большой тяги и энергетический режим;
- МЭК на основе электрореактивных двигателей малой тяги с
питанием от ядерной или солнечной энергетической установки.
Кроме того, рассматриваются различные варианты
комбинированного использования ДУ большой и малой тяги, когда
предварительный разгон с орбиты ИСЗ выполняется ракетной ступенью с ЖРД или
ЯРД большой тяги с последующим переходом на межпланетных
участках полета к использованию ЭРДУ.
По уровню тяговооруженности различные схемы ЭДК МЭК можно
свести к трем типам:
- ЭДК большой тяговооруженности на базе ЖРД или ЯРД,
обеспечивающий ускорение более 0,1 м/сек2;
- ЭДК средней тяговооруженности, обеспечивающий ускорение в
диапазоне 0,01-0,1 м/сек2;
- ЭДК малой тяговооруженности, обеспечивающий ускорение
около 0,001 м/сек2.
В зависимости от величины тяговооруженности по-разному
строятся баллистические схемы перелета, реализуются различные способы
обеспечения безопасности, различна радиационная обстановка на
борту пилотируемого комплекса.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 385
Время прохождения околоземных радиационных поясов при
использовании ЭДК большой, средней и малой тяговооруженности
составляет соответственно ~1,5, 5-6, -90 суток.
В качестве основного критерия оценки в сравнительном анализе
вариантов ЭДК как правило принимается начальная масса МЭК на
опорной (монтажной) орбите ИСЗ. Такой критерий определяет процесс
сборки МЭК на орбите, необходимое число пусков ракет-носителей,
проявляет проблему длительного хранения криогенных компонентов на
орбите ИСЗ, так как при ограниченной пропускной способности
стартовых комплексов и большом потребном числе пусков процесс
орбитальной сборки МЭК может растянуться на многие месяцы (даже годы) и
стоить непомерно больших материальных затрат.
Очевидно, что объективное сравнение различных типов ЭДК и
выбор предпочтительного варианта МЭК требует одинакового уровня
проработки каждого варианта при сопоставимых исходных данных с
привлечением таких критериев, как:
- энергобаллистическая эффективность (стартовая масса комплекса);
- продолжительность экспедиции;
- экономические затраты на реализацию экспедиции с учетом
окупаемости разрабатываемых технологий при решении других задач;
- научно-технические и производственные мощности,
определяющие сроки создания комплексов;
- радиационная и экологическая безопасность на этапах создания
и эксплуатации ЭДК;
- возможность использования создаваемого в ходе подготовки
экспедиции научно-технического задела и самих ДУ и ЭУ для
решения более широкого круга задач, определяемых долгосрочной
программой развития космической техники научного и
народнохозяйственного назначения, а также использования новых
технологий для прогрессивного развития других отраслей техники.
Выбор концепции ЭДК и экспедиционного комплекса в целом,
исходя из принципа наименьшего технического риска, побуждает отдать
предпочтение варианту, основанному на ранее отработанных
технических решениях. Однако такой подход вряд ли является верным,
поскольку большие затраты на создание технических средств обеспечения
пилотируемой экспедиции окажутся в этом случае «разовыми».

386 Глава седьмая
Чтобы такая масштабная программа, как марсианская
экспедиция, явилась мощным катализатором научно-технического прогресса
в области космической техники, выбранная концепция МЭК и его
основных подсистем (таких, как ЭДК) должна базироваться на
принципиально новых технологиях.
В конце 1980-х - начале 1990-х годов в Центре Келдыша, РКК
«Энергия» им. С.П.Королева, ГКНПЦ им. М.В.Хруничева, НПО
«Энергомаш» им. В.П.Глушко и ряде других предприятий выполнены
предварительные проработки различных вариантов
энергодвигательного комплекса и схем экспедиции с целью определения основных
характеристик МЭК и проведения сравнительного анализа вариантов
[7.17-7.21].
Экспедиционный комплекс включает следующие
функциональные модули:
- марсианский орбитальный корабль (МОК), являющийся
центральной частью экспедиционного комплекса, обеспечивает
жизнедеятельность экипажа в течение всей экспедиции, в нем
расположены аппаратура управления МЭК и жилые отсеки, включая
радиационное убежище;
- марсианский взлетно-посадочный комплекс (МВПК),
включающий марсианский посадочный корабль и аппарат возвращения с
поверхности Марса на орбиту ожидания МОК;
- корабль возвращения на Землю (КВЗ), обеспечивающий полет к
Земле, аэродинамическое торможение в атмосфере Земли и
посадку на Землю;
- энергодвигательный комплекс.
Модули МОК, МВПК и КВЗ образуют собственно полезную
нагрузку МЭК. В состав возвращаемого к Земле груза входят МОК и
КВЗ. С целью упрощения комплекса и снижения общих
энергетических затрат на реализацию экспедиции предусматривается, что
при возвращении от Марса к Земле МЭК не выходит на орбиту
ИСЗ, а посадка экипажа на Землю осуществляется в модуле КВЗ с
пролетной траектории.
Формирование МЭК производится на монтажно-сборочной орбите
ИСЗ с использованием средств сборочно-эксплуатационного центра.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 387
Средства выведения на орбиту ИСЗ элементов МЭК - ракеты-
носители сверхтяжелого класса грузоподъемностью -100 т и более.
Согласно проработкам РКК «Энергия», для экипажа, состоящего
из четырех человек, общая масса полезной нагрузки МЭК составляет
150 т, в том числе масса МОК - 80 т, масса МВПК - 60 т, масса КВЗ
- 10 т. Характеристики корабельной части экспедиционного
комплекса (МОК, МВПК и КВЗ) при примерно одинаковой
продолжительности экспедиции мало зависят от схем ее построения и типа ЭДК,
обеспечивающего транспортировку кораблей. Поэтому при проведении
предварительных оценок проектно-баллистических параметров МЭК с
различными типами ЭДК изменением массовых характеристик
отдельных элементов полезной нагрузки можно пренебречь.
Ниже приводятся основные результаты проработок МЭК с
различными типами ЭДК, проведенных в предположении, что
марсианская экспедиция является орбитально-десантной и осуществляется
одним кораблем. Общая масса полезной нагрузки МЭК во всех
вариантах составляет 150 т, а время нахождения МВПК на поверхности
Марса и время ожидания МОК на орбите ИСМ - 30 суток.
МЭК (марсианский экспедиционный комплекс)
на основе ДУ с кислородо-водородными ЖРД и
автономной энергетической установки
В этом варианте [7.17] в составе двигательных установок
комплекса используются: связка из четырех ЖРД тягой 2000 кН каждый для
ухода с орбиты ИСЗ к Марсу, связка из двух ЖРД тягой 75 кН каждый
для торможения у Марса при выходе на орбиту ИСМ и один ЖРД тягой
75 кН для возвращения с орбиты ИСМ к Земле. Удельный импульс
тяги всех двигателей с/уд=4,7 км/с. Потребные энергозатраты (AVx) для
осуществления экспедиционного полета при старте в 2010 году
составляют -9,0 км/с, продолжительность экспедиции 660 суток, стартовая
масса (на монтажной орбите ИСЗ) -1350 т. Общий запас топлива для
ЖРД - 1040 т, в том числе 850 т - на уход от Земли. Потребный
уровень энергопотребления активных систем криостатирования - 100-
150 кВт, кроме того, для питания других бортовых систем МЭК
требуется -50 кВт. Таким образом, необходимая мощность автономной ЭУ
на основе солнечных батарей составит 150-200 кВт.

388
Глава седьмая
На рис. 7.12 приведена схема полета МЭК с гравитационным
маневром у Венеры, а на рис. 7.13 принципиальная компоновочная
схема МЭК с ЖРД и солнечной ЭУ.
Торможение у Марса
C25 сутки полета)
Старт с орбиты Марса
C65 сутки полета)
Земля в момент
пролета Венеры
Земля в момент старта
с орбиты Марса
Коррекция в
гравитационном
поле Венеры
155 сутки полета)
Возвращение
на Землю
F60 сутки полета)
Марс
в момент отлета МЭК
от Земли
Направление движения планет
Рис. 7.12 Схема полета Марсианского экспедиционного комплекса
В случае применения кислородо-водородных ЖРД только для ухода
от Земли и использования на остальных этапах межорбитального
перелета ЖРД на высококипящих компонентах типа АТ+НДМГ
стартовая масса комплекса увеличивается до 1700 т.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 389
^Ш- \топливом
Концентраторы СЭУ/
Топливо ДУ - Н2+О2
Тяга ДУ - 4x2000 кН
4x75 кН
1x75 кН
Характеристики ЭЦК и МЭК
Эл. мощность ЭУ - 150 кВт
Начальная масса МЭК - 1350 т
Продолжительность экспедиции - 660 сут
Максимальная длина МЭК - 140 м
1x75 кН Максимальная длина MJK - 140 м
Удельный импульс - 4,7 км/с Максимальный поперечный размер МЭК - 60 м
Рис. 7.13 Компоновочная схема МЭК с ЖРД и СЭУ
МЭК с ядерной энергодвигательной установкой на
основе твердофазного реактора
Использование ядерных ракетных двигателей вместо ЖРД [7.18]
позволяет существенно снизить стартовую массу МЭК благодаря более
высокому удельному импульсу тяги (около 9 км/с). Как и в МЭК с
ЖРД, применение больших количеств криогенных компонентов, в
особенности жидкого водорода, требует на этапе сборки МЭК на орбите
ИСЗ и во время межпланетного полета наличия активной системы
криостатирования с потребляемой мощностью 100-150 кВт (общий
уровень энергопотребления МЭК составит 150-200 кВт). Это
обстоятельство определяет целесообразность использования в составе ЭДК
комплексной (бимодальной) энергодвигательной установки,
обеспечивающей на базе одного твердофазного реактора и создание тяги, и
генерирование электроэнергии.

390 Глава седьмая
В состав установки входит ядерный реактор с радиационной
защитой, сопловой блок, система подачи водорода, гелий-ксеноновый
контур энергетического режима, турбомашинный преобразователь,
холодильник-излучатель.
Комплексная двухрежимная ЯЭДУ сформирована в виде связки
четырех модулей, каждый из которых обеспечивает тягу около 50 кН
и генерирование электрической мощности 50 кВт. Система подачи
водорода, гелий-ксеноновый контур энергетического режима, система
преобразования энергии и холодильник-излучатель собираются из
модульных блоков, что дает возможность в случае необходимости отключить
неисправный модуль. При отказе одного из модулей на двигательном
или двигательно-энергетическом режиме полетное задание
выполняется путем увеличения времени работы остальных модулей.
Рабочее тело для ЯРД - водород - размещается в
унифицированных топливных модулях, массовые и габаритные характеристики
которых определяются условиями выведения. При использовании РН
«Энергия» масса заправленного топливного модуля на монтажной (в
данном случае радиационно-безопасной) орбите ИСЗ (на высоте 800 км)
составляет 85,7 т. Конечная масса модуля, включая невырабатывае-
мые остатки водорода, - 15 т.
Наряду с маршрутом полета Земля-Марс-Земля рассматривались
маршруты Земля-Венера-Марс-Земля и Земля-Марс-Венера-Земля,
поскольку маршруты с пролетом около Венеры позволяют заметно
уменьшить скорости входа в атмосферу Земли, особенно в относительно
неблагоприятные периоды старта.
Основные характеристики ЭДК
Двигательный режим:
- рабочее тело - водород,
- реактивная тяга - 200 кН,
- тепловая мощность - 1200 МВт,
- суммарное время работы - 5 часов,
- удельный импульс тяги - 9100 м/с,
- температура нагрева рабочего тела - до -3000 К.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 391
Энергетический режим:
- рабочее тело - смесь ксенона и гелия,
- система преобразования энергии - турбомашинная по циклу Брайтона,
- суммарное время работы - до 65 суток,
- электрическая мощность - 50-200 кВт,
- максимальная температура рабочего тела - 1223 К,
- площадь холодильника-излучателя - 600 м2.
Масса «сухого» ЭДК -60 т.
В таблице 7.7. приведены суммарные импульсы скорости (AVZ),
скорости входа КВЗ в земную атмосферу (Vbx), продолжительность
экспедиции (tz) и стартовые массы МЭК (Мо) в зависимости от даты
старта и маршрута полета.
Таблица 7.7
Характеристика
АУъ км/с
Квх, КМ/С
fъ сут
Мо, т
I
05.12.2010 г.
3-В-М-З
8,5
14,0
660
750
ата старта и маршрут
23.11.2013 г.
з-м-в-з
8,8
12,5
600
730
12.04.2018 г.
3-М-З
9,6
15,6
460
800
На рис. 7.14 показана принципиальная компоновочная схема МЭК
с комбинированной ядерной ЭДУ на базе твердофазного реактора.
Секции ХИ
Баки с рабочим телом ЯРД
Блок коррекции
Характеристики ЭДК и МЭК (старт в 2010 г.)
Рабочее тело ДУ - Н2
Тяга ДУ - 4x50 кН
Удельный импульс - 9 км/с
Начальная масса — 750 т
Продолжительность экспедиции - 660 сут
Максимальная длина МЭК - 100 м
Эл. мощность ЭУ - 200 кВт Максимальный поперечный размер - 20 м
Рис. 7.14 Компоновочная схема МЭК с ЯЭДУ на базе твердофазного
реактора

392
Глава седьмая
МЭК с ядерной термоэмиссионной энергетической
установкой и электроракетными двигателями
Для реализации экспедиции на Марс с использованием электроракетных
двигателей при общей массе полезной нагрузки (МОК+МВПК+КВЗ) 150 т
требуется энергетическая установка мощностью не менее 15 МВт [7.19].
Согласно проработкам НПО «Энергия», МЭК на основе данного типа
ЭДК может быть сформирован по продольной схеме с центральным
расположением кораблей (МОК, МВПК и КВЗ) и торцевым размещением двух
ядерных энергетических установок с теневой радиационной защитой, за которой
расположен отсек ЭРД (тяга двигателей направлена перпендикулярно
продольной оси МЭК) и отсек с баками рабочего тела (литий), закрытый
цилиндрической поверхностью секционного холодильника-излучателя
раздвижной конструкции - рис. 7.15.
Секции ХИ Рабочее тело ЭРД МОК
КВЗ
о
Характеристики ЭДК и МЭК
Эл. мощность ЭУ - 2x7,5 МВт Начальная масса МЭК - 430 т
Тяга двигателей - 2x150 Н Продолжительность экспедиции - 716 сут
Удельный импульс - 70 км/с Максимальная длина МЭК - 200 м
Рабочее тело ДУ - литий Максимальный поперечный размер — 16 м
Рис. 7.15 Компоновочная схема МЭК с ЯЭДУ (с термоэмиссионным
преобразованием )
При электрической мощности ЯЭРДУ 7,5 МВт и удельном
энергосъеме с катода электрогенерирующего канала термоэмиссионного
реактора-преобразователя 8,3 Вт/см2 ее масса, по оценкам НПО «Энерго-
маш», равна 45 т.
В состав ЯЭРДУ входят следующие основные элементы:

Перспективы применения космических ядерных двигателей 393
Масса /т/
Реакторный блок 11
Биологическая защита 10
Система преобразования энергии 4
Система подачи 1
Двигатели 3
Баки рабочего тела 2
Система управления 1
Радиаторы-излучатели 10
Система развертывания излучателей 1
Стыковочный агрегат 0,2
Элементы конструкции 1,8
Габариты ЯЭРДУ в рабочем состоянии 5,5x84 м, площадь
холодильника-излучателя 900 м2. Удельная масса ЯЭРДУ 6 кг/кВт. С учетом
перспективных технических решений (увеличение энергосъема) удельная масса
установки может быть снижена до 5-4 кг/кВт.
В данном варианте ЯЭРДУ для исключения дополнительных
преобразований энергии целесообразно использовать сильноточные ЭРД с
напряжением питания 100 В при удельном импульсе тяги 7 км/с и кпд 0,7. Тяга
одного блока ЭРД каждой ЯЭРДУ- 150 Н.
Применение ЭРД, работающих на экологически чистом рабочем теле
(например, ксеноне) вместо использующих щелочной металл, потребует
введения системы преобразования электрического тока и заметно ухудшит
массовые параметры ЭДК.
Благодаря высокому удельному импульсу ЭРД стартовая масса МЭК,
оснащенного такими двигателями, снижается по сравнению с вариантами
на основе ДУ большой тяги в 2-3 раза и составит 430 т при старте МЭК в
2010 году. Продолжительность экспедиции ~2 года при общей
длительности моторных участков 1,3 года.
Недостатком рассматриваемой схемы является длительный этап
выхода из поля тяготения Земли D месяца) и нахождения в радиационных
поясах C месяца), что приводит к большим дозам радиационного
воздействия на экипаж (вклад радиационных поясов в общую дозу - 100 бэр).
Основные проблемы этого варианта ЭДК связаны с достижением
необходимого уровня характеристик ЯЭРДУ (температура катода 2800-3000 К,
энергосъем 8-10 Вт/см2, ресурс 2-3 года, массовое совершенство не хуже
6 кг/кВт), что требует проведения комплекса научно-исследовательских работ
по повышению удельных характеристик реактора-преобразователя, разра-

394
Глава седьмая
ботке и созданию высокотемпературного и радиационностойкого
электротехнического оборудования.
С целью уменьшения длительности этапа выхода из земного поля
тяготения и, что не менее важно, снижения времени пребывания корабля в
околоземных радиационных поясах в [7.20] оценены характеристики МЭК
с комбинированным ЭДК, сформированным из двух типов двигателей —
кислородо-водородных ЖРД и ЭРД. В данном случае при движении МЭК на
припланетных участках в сферах действия Земли и Марса используются
обеспечивающие высокий уровень тяговооруженности ЖРД, а ЯЭРДУ
работают на межпланетных этапах Земля-Марс и Марс-Земля. Распределение
скоростей, набираемых в этом варианте при работе ЖРД и ЯЭРДУ,
оптимизировалось по критерию минимума стартовой массы МЭК. Электрическая
мощность ЯЭРДУ варьировалась в диапазоне 5-10 МВт.
В таблице 7.8 приведены сравнительные характеристики МЭК с
ЯЭРДУ и с одним из вариантов комбинированного ЭДК (ЭКРД+ ЯЭРДУ) при
старте МЭК с орбиты ИСЗ в декабре 2017 г. - январе 2018 г.
Таблица 7.8
Характеристика
Стартовая масса МЭК, т
Продолжительность экспедиции, cvt
Время движения в радиационных поясах Земли, cvt
Удельный импульс тяги, м/с
Тяга. Н
Масса ЯЭРЛУ.т
Масса рабочего тела (литий), т
Характеристическая скорость, м/с
Удельный импульс тяги, м /с
Тяга, кН
Масса ЖРД, т
Масса топлива (кислород+водород), т
Характеристическая скорость, м/с
Тип ЭЛК
ЯЭРЛУ 1 ЖРЛ+ЯЭРЛУ
Электрическая мощность ЯЭУ. кВт
15000
420
730
95
5000
820
534
1.5
ЯЭРЛУ
60000...70000
300...258
96
189
41000
40000...50000
137...120
-41
96
18100
у[гтутт уход с орбиты ИСЗ
уход с орбиты ИСМ
-
-
-
-
-
4710
4710
1000
150
45
~6
525
55
3500
1000

Перспективы применения космических ядерных двигателей 395
Приведенные результаты показывают, что использование в
составе МЭК комбинированного ЭДК (ЖРД+ЯЭРДУ) позволяет за счет
увеличения стартовой массы примерно в 2 раза (с 420 до 820 т):
- снизить уровень потребной электрической мощности ЯЭРДУ с
15 до 5 МВт;
- сократить длительность экспедиции с 730 до 530 суток;
- уменьшить длительность прохождения околоземных
радиационных поясов с 95 до1,5 суток;
- уменьшить требуемое время работы ЯЭРДУ на маршевом
режиме с 520 до 330 суток.
МЭК с ядерной энергодвигательной установкой на
основе высокотемпературного газофазного реактора
Принципиальные особенности и характеристика задела научных
исследований по газофазному ядерному реактору (ГФЯР) изложены в
главе 5.
Применение высокотемпературного ГФЯР в ЭДК марсианского
экспедиционного комплекса [7.21] создает предпосылки получения
высоких значений тяговооруженности (>0,1), как и при
использовании ЭДК на основе твердофазного реактора, но при удельном импульсе
тяги около 20000 м/с с перспективой увеличения до 30000 м/с, то
есть примерно в два и более раз выше, чем у ЯРД с твердофазным
реактором.
Рассматриваемый ЭДК обеспечивает работу в двух различных
режимах: в режиме ЯРД на основе ГФЯР большой мощности и в режиме
ЯЭУ на основе твердофазного реактора относительно малой мощности.
Для реализации принципа резервирования предусматривается
использование в составе ЭДК блока из двух ЯЭДУ, при этом
холодильники-излучатели, функционирующие на энергетическом режиме,
располагаются отдельно от основной конструкции ЯЭДУ.
В энергетическом режиме электрическая мощность каждой из двух
секций ЭДК должна составлять 200 кВт, чтобы обеспечивать в
течение всего полета бортовые потребности корабля, систем термостатиро-
вания водородных баков и разогрев жидкометаллических систем перед
каждым запуском ЯРД. На двигательном режиме работы ЯЭДУ элект-

396
Глава седьмая
роснабжение всех потребностей МЭК производится от МГД-генерато-
ра, конструктивно соединенного с соплом ЯРД.
Характеристики ЯЭДУ
Параметры двигательного режима:
Режим работы реактора
Рабочее тело
- газофазный
- водород
с добавками лития
- 670 кН
- 2104 м/с
Тяга
Удельный импульс тяги
Давление в рабочей камере
газофазного реактора
Температура рабочего тела на выходе
из газофазного твэла
Тепловая мощность реактора
Суммарная продолжительность работы
на номинальном режиме E включений) - 3,5-3,7 час
Суммарный расход водорода за время
выхода на номинальный режим (-90 с)
Параметры энергетического режима:
Режим работы реактора
- 100 МПа
- 9103 К
- 2,14 106 кВт
- 1650 кг
Рабочее тело
Тепловая мощность реактора
Полезная электрическая мощность
Температура нагрева рабочего тела
в тепловыделяющих сборках
Массогабаритные характеристики:
Длина (без холодильника-излучателя)
Максимальный диаметр:
- без радиационной защиты
- с радиационной защитой
Площадь холодильника-излучателя
Масса ЯЭДУ
- твердофазный
(с замкнутым
контуром теплоносителя)
- гелий-
ксеноновая смесь
- 1000 кВт
- 200 кВт
- 1500 К
- 10,25 м
- 2,7 м
- 2,85 кг
- 300 м2
- 57,5 т

Перспективы применения космических ядерных двигателей 397
В таблице 7.9 приведены основные характеристики МЭК с ЭДК
на основе газофазного реактора при стартах с орбиты ИСЗ в 2010 и
2018 годах.
Таблица 7.9
Характеристика
Маршрут полета
Продолжительность экспедиции, сут
Длительность прохождения радиационных поясов, сут
Стартовая масса МЭК, т
Масса ЭДК (две ЯЭДУ), т
Топливные модули для ухода с орбиты ИСЗ, т
- в т.ч. рабочее тело (водород+литий)
Топливные модули для перехода на орбиту ИСМ, т
- в т.ч. рабочее тело
Топливные модули для ухода с орбиты ИСМ, т
- в т.ч. рабочее тело
Год старта с о
2010
Земля-Венера-
Марс-Земля
665
1,5
539
115
156
128
58,8
47,6
25,5
20,8
рбиты ИСЗ
2018
Земля-Марс-
Земля
460
1,5
527
115
128
105
60
48,7
59,5
48,7
Примерная компоновочная схема МЭК в рассматриваемом
варианте показана на рис. 7.16.
Кроме рассмотренных выше вариантов МЭК, в начале 1990-х
годов была проработана концепция комплекса с ядерной
электроракетной ЭДУ на основе турбомашинного ядерного энергодвигательного
модуля мощностью 25 МВт с ядерным реактором на быстрых нейтронах
и капельным холодильником-излучателем [7.22]. В такой ЯЭРДУ
прогнозируется получение высокого кпд преобразования тепловой энергии
в электрическую (-50%) и низкие значения удельной массы B-2,5 кг/
кВт). Использование в составе ЭДК МЭК таких ЯЭРДУ может
обеспечить ускоренные пилотируемые экспедиции при умеренных стартовых
массах МЭК. Однако эта концепция является наименее проработанной
из всех рассмотренных вариантов. Так же можно характеризовать и
уровень проработки концепции МЭК с солнечной энергодвигательной
установкой и электроракетными двигателями [7.23],
привлекательной в связи с отсутствием в составе экспедиционного комплекса
ядерных источников энергии. В этом случае предполагается использование

398
Глава седьмая
Холодильник-излучатель
Баки водорода
А-А
ЯЭДУ Ба/сц лития Силовая ферма
квз
Характеристики ЭДК и МЭК (старт в 2010 г.)
Рабочее тело ДУ - Н2 с добавками Li Начальная масса —540 т
Тяга ДУ - 340 кН Продолжительность экспедиции —1,5 года
Удельный импульс тяги - 24104 м/с Максимальная длина МЭК - 130 м
Электрическая мощность ЭУ - 400 кВт Максимальный поперечный размер - 18,5 м
Рис. 7.16 Компоновочная схема МЭК с ЯЭДУ на основе газофазного
реактора
рулонных солнечных батарей с кремниевыми высокоомными
фотопреобразователями общей площадью ~105 м2 и достижение очень
высокого уровня массового совершенства ЭДК - 3-4 кг/кВт.
В заключение отметим, что энергомассовые характеристики
рассмотренных ядерных вариантов ЭДК МЭК являются в значительной
степени прогнозными и требуют экспериментального подтверждения.
И тем не менее осуществление марсианской пилотируемой экспедиции
без использования в составе ЭДК ядерной энергодвигательной
установки маловероятно. Это следует, в частности, даже из элементарной
оценки затрат, требуемых только для выведения составляющих МЭК
на монтажную орбиту ИСЗ. В настоящее время удельная стоимость
выведения полезного груза на низкую орбиту ИСЗ (Суд) составляет
-10 тыс. долл./кг. В перспективе, с реализацией многоразовых средств
выведения, прогнозируется снижение Суд в 2-3 раза. Использование в
составе ЭДК ядерных ЭДУ вместо ЖРД позволяет, как показано выше,
снизить стартовую массу МЭК при продолжительности экспедиции 1,5-
2 года, на 400-450 т. и, соответственно уменьшить стоимость
выведения составляющих МЭК на монтажную орбиту на 13-22 млрд. долл.

Перспективы применения космических ядерных двигателей 399
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 7
7.1 Успенский FJP. Космонавтика XXI. - М: Инвенция, 1993.
72 Панели солнечных батарей для МКС. - Ракетная и космическая
техника, 1999, № 5.
7.3 How Much Will Industry Earn From The ISS. - Interavia, Jan.,
1999.
7.4 Кузин А.И., Павлов К А., Зацерковный СП., Шевцов ГА.
Этапы развития КА, реализующих принцип самодоставки на
высокоэнергетические орбиты в рамках существующей и
разрабатываемой инфраструктуры средств выведения: Доклад на Пятой
Международной конференции «Ядерная энергетика в космосе»,
г. Подольск Моск. обл., 23-25 марта 1999.
7.5 Долгосрочные перспективы космической деятельности России
(научно-технические и социально-гуманитарные поисковые прогнозы
до 2025 года). - Сборник научных статей / Московский космический
клуб, 1996.
7.6 Постановление Правительства Российской Федерации от 2
февраля 1998 г. № 144 «О Концепции развития космической ядерной
энергетики в России». - Российская газета, 11 февраля 1998,
№ 26A886).
7.7 Архангельский НЛ. Ядерная энергетика - основа космических
транспортно-энергетических систем будущего века. - Статья в сб.
«Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV / Центр
Келдыша, 1999, вып. 1A47).
7.8 R Catalado, J. Bozek. Power Requirements for the First Lunar Outpost.
-Proceedings of the 10th Simposiums on Space Nuclear Power and Propulsion.
Albuquerque, NM, USA, Jan. 1993.

400 Глава седьмая
7.9 S. Borowski. Options for Human «Return to the Moon» Using
Tomorrow's SSTO, JSRU and Lox-augmented NTP Technologies. -
Proceedings of the 13th Simposium of Space Nuclear Power and Propulsion.
Albuquerque, NM, USA, Jan. 1996.
7.10 DH Crisweel, RD. Schmitt. Lunar System to Supply Solar Electric
Rower to Earth. - Proceedings of the 25th JECEC, 1990, Nevada, USA,
Aug.12-17, 1990.
7.11 Акимов В.Н. и др. О возможных вариантах
энергоснабжения Земли из космоса в XXI веке и предложения по первому
этапу. - Известия РАН. Энергетика, 1992, №4.
7.12 В Д. Колганов, В.Н Акимов и др. Схемно-компоновочные
решения ядерного лунного буксира и сценарии его использования:
Доклад на пятой международной конференции «Ядерная
энергетика в космосе», г. Подольск Моск. обл., 23-25 марта 1999.
7.13 В.И. Левантовский. Механика космического полета в
элементарном изложении. - М.: Наука, 1974.
7.14 И.В. Соловьев, Е.В. Тарасов. Прогнозирование
межпланетных полетов. - М.: Машиностроение, 1973.
7.15 J.F. Mondt, R.M. Zubrin. Nuclear Bimodal New Vision Solar
System Mission. - Proceedings of the 13th Simposium of Space Nuclear
Power and Propulsion. Albuquerque, NM, USA, Jan. 1996.
7.16. R. Zubrin, J. Mondt. An Examination of Bimodal Nuclear Power
and Propulsion Benefits for Outer Solar System Missions. -
Proceedings of the 13th Simposium of Space Nuclear Power and
Propulsion. Albuquerque, NM, USA, Jan. 1996.
7.17 Акимов В.Н., Горшков Л А., НестеренкоАА., Пульхрова И.Г.,
Суворов В.В. Варианты и проблемы энергодвигательного
обеспечения пилотируемого экспедиционного комплекса. - Статья в
сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия TV /
НИИТП, 1992, вып. 1A34).
7.18 Ватпель МЛ., Карраск ВЯ., KopomeeeAC, КостылевАМ.,
Пульхрова И Т., Семенов В.Ф., Хату лев В А. Ядерная энергодвигательная
установка с твердофазным реактором для марсианского
экспедиционного комплекса. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV /.НИИТП, 1992, вып. 1A34)

Перспективы применения космических ядерных двигателей 401
7.19. Агеев ВЛ., Быстрое ПЛ„ Визгалов A3., Горшков Л А., Пуп-
ко ВЯ.9 Семенов Ю.П., Синявский В?., Соболев ЮА., Сухов ЮЛ.
Энергодвигательный блок на основе термоэмиссионной ядерной
электрореактивной двигательной установки для марсианского
экспедиционного комплекса. - Статья в сб. «Ракетные двигатели и
энергетические установки». Серия IV/ НИИТП, 1992, вып. 1A34).
7.20 Ватель М.Н., Пульхрова И.Г. Марсианский экспедиционный
комплекс с использованием в качестве маршевой двигательной
установки комбинации ЖРД+ЯЭРДУ термоэмиссионного типа.
- Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические
установки». Серия IV I НИИТП, 1992, вып. 1A34).
7.21 Глиник РА., Демянко Ю.Г., Дубровский К.Е., Каналин ЮЛ.,
Каторгин В.И., Клепиков И А., Ковалев Л.К., Лиознов ГЛ.,
Петров В.Н., Полтавец В.Н., Пульхрова И.Г., Чепига ДД. Ядерная
энергодвигательная установка на основе высокотемпературного
газофазного реактора для пилотируемой экспедиции к Марсу. -
Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические
установки». Серия IV I НИИТП, 1992, вып. 1A34).
7.22 Ватель МЛ., Семенов В.Ф. Перспективы применения тур-
бомашинной ядерной энергодвигательной установки мультиме-
гаваттного уровня для пилотируемых полетов к Марсу. -
Статья в сб. «Ракетные двигатели и энергетические установки».
Серия IV I НИИТП, 1992, вып. 1A34).
7.23 Брюханов НА., Горшков Л А., Семенов ЮЛ. Марсианский
экспедиционный комплекс с солнечной энергетической
установкой и электрореактивными двигателями. - Статья в сб.
«Ракетные двигатели и энергетические установки». Серия IV /
НИИТП, 1992, вып. 1A34).

402
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Разработка ядерных ракетных двигателей и космических
ядерных энергетических установок в СССР и в США во второй половине
XX века отмечена сложным, противоречивым путем, наполненным
как выдающимися научно-техническими достижениями в области
высоких технологий, так и очевидными разочарованиями.
Как в одной, так и в другой стране были созданы перспективные
конструкции компактных, энергонапряженных космических ядерных
реакторов, разработаны - на основе графита и тугоплавких
карбидов - высокотемпературные, термостойкие материалы
тепловыделяющих элементов, предложены высокоэффективные способы и
средства управления реакторами и ядерными двигателями с учетом
обеспечения требований безопасности, построены и введены в
эксплуатацию уникальные стендовые комплексы для испытаний ЯРД и ЯЭУ,
проведены полномасштабные комплексные испытания различных
модификаций реакторов космического назначения. При этом каждая
страна придерживалась собственной технической концепции
отработки реакторов ЯРД с твердыми поверхностями теплообмена, что
во многом обусловливало как важные особенности конструктивных
схем разрабатываемых реакторов и двигателей, так и существенные
отличия в составе стендовой базы для их испытаний.
Глубокой научной разработке были подвергнуты схемы
двигателей и энергетических установок на базе газофазного реактора,
применение которого в составе ЯРД и ЯЭУ позволит намного полнее
использовать энергетический потенциал ядерных реакций деления
урана и в несколько раз увеличить эффективность и удельные
характеристики космических аппаратов, предназначенных для выполнения

403
особо крупных транспортных и энергообеспечивающих задач.
Проведенные в этой связи обширные теоретические и экспериментальные
исследования термодинамических и оптических свойств рабочих тел,
турбулентности и закономерностей смешения газовых потоков,
нейтронной физики полостных газофазных реакторов, магнитной
гидродинамики и устойчивости газовых течений имеют не только
прикладное, но и общенаучное значение.
Вместе с тем, ядерные ракетные двигатели и основанные на их
технологии энергетические установки пока не нашли применения в
космосе. Не нашли несмотря на то, что в их разработку были
вложены значительные материально-финансовые средства и талант
многих сотен высококвалифицированных специалистов, что в ходе
реализации масштабных программ не были обнаружены трудности
принципиального характера, которые мешали бы их успешному
завершению. Главная причина резкого снижения в последние годы усилий и
интереса к созданию ЯРД и ЯЭУ на их основе заключается в том,
что эти работы, будучи полвека назад обусловленными важными в
тот период государственными приоритетами обеих стран, как
позднее оказалось, намного опередили время.
В наступившем XXI столетии человеческой цивилизации
предстоит решать как грандиозные сверхэнергоемкие задачи,
связанные с исследованием дальнего космоса, так и обеспечивать
собственную безопасность путем блокирования многочисленных,
имеющих в том числе и космическое происхождение, глобальных угроз.
На пути разрешения этих задач будут сделаны новые научные
открытия, разработаны новые высокоэффективные технические
средства. Ядерные ракетные двигатели и космические ядерные
энергетические установки, переданные будущей технике из века
минувшего, несомненно, займут в ее составе достойное место. При
этом очевидно, что возрождение и развитие этих программ уже не
будет предметом обособленных усилий отдельных стран, а явится
делом и совокупным результатом накопленного опыта в интересах
всего человечества.

404
СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ
АКА
АРД-ЗВ
АФИ-
«Байкал» -
ВРД-
ГКАТ-
ГКОТ-
ГПО-
гсо-
ГФЯР-
дм-
ду-
ETS-1 -
ЖРД-
ивг-
ИГР
ИП-1, ИП-2
автоматический космический аппарат;
проект ЯРД схемы А, разработанный в ОКБ-670
Главного конструктора М.М. Бондарюка (ныне -
НПО «Красная Звезда»);
ампула физических измерений (характеристик
ядерного реактора);
наименование стендового комплекса для
натурной отработки ЯРД, СССР;
воздушно-реактивный двигатель;
Государственный Комитет СССР по авиационной
технике;
Государственный Комитет СССР по оборонной
технике;
геопереходная орбита;
геостационарная орбита;
газофазный ядерный реактор;
двигательный модуль;
двигательная установка;
стенд для натурной отработки ЯРД «Нерва», США;
жидкостный ракетный двигатель;
(«Исследовательский, высокотемпературный, га-
зоохлаждаемый») - исследовательский реактор
для натурных групповых испытаний ТВС ЯРД в
составе стендового комплекса «Байкал», СССР;
см. РВД;
обозначение исследовательских пусков реактора ИВГ;

405
ИРГИТ -
ИР-20-100 -
ИСЗ-
ИСЛ-
ИСМ-
ИТК-54 -
КА-
КАЭ-
КВЗ-
«Киви» -
КФП-
кхи-
лм-
ЛПА-
МАП-
МВПК-
МГД-генератор-
МКС-
МО-
МОК-
МОМ-
МСМ-
МЭК-
НАСА (NASA) -
см. 11Б91-ИР-100;
проект экспериментального реактора ЯРД
минимальной мощности, разработанный в НИИ
тепловых процессов (ныне - Исследовательский
Центр имени М.В. Келдыша),
искусственный спутник Земли;
искусственный спутник Луны;
искусственный спутник Марса;
инженерно-технологический комплекс Центра
Келдыша;
космический аппарат;
Комиссия по атомной энергии, США;
корабль возвращения к Земле (в составе
марсианского экспедиционного комплекса);
наименование серии стендовых исследовательских
реакторов ЯРД, США;
контрольный физический пуск реактора;
капельный холодильник-излучатель;
эффективный коэффициент размножения
нейтронов в реакторе;
лунный модуль;
лунный посадочный аппарат;
Министерство авиационной промышленности
СССР;
марсианский взлетно-посадочный комплекс;
магнитогидродинамический генератор
(электроэнергии);
Международная космическая станция;
Министерство обороны СССР;
марсианский орбитальный корабль;
Министерство общего машиностроения СССР;
Министерство среднего машиностроения СССР;
марсианский экспедиционный комплекс;
Управление по аэронавтике и исследованию
космического пространства, США;

406
«Нерва» - наименование проекта первого летного варианта
ЯРД, США;
NRX, ХЕ, «Фобос»,
«PEWEE», NF-1 - ядерные реакторы, разработанные и испытанные
в рамках программы создания ЯРД, США;
ОИ-1, ОИ-2 - обозначения огневых испытаний реакторов ЯРД,
СССР;
ОРБ - система обеспечения радиационной безопасности на
космических аппаратах, оснащенных ЯРД и ЯЭУ;
П-1, П-2, П-3 - обозначения серий натурных стендовых
испытаний реакторов ЯРД, СССР;
ПЛБ - постоянно обитаемая лунная база;
«Плуто» - наименование программы разработки ядерных
прямоточных ВРД для крылатых ракет, США;
РБ - разгонный блок;
РБО - радиационно безопасная орбита;
РВД, ИГР - («Реактор взрывного действия», «импульсный
графитовый реактор») - исследовательский
реактор на Семипалатинском ядерном полигоне ,
созданный для петлевых натурных испытаний
твэлов и ТВС ЯРД, СССР;
РД-401, РД-402,
РД-404, РД-405
РД-600 -
РДТТ -
«Рифт» (RIFT) -
РКТ-
РЛИ-
РЛН-
РН-
«Ровер» -
РСА-
проекты ЯРД схемы А, разработанные в ОКБ-456
Главного конструктора В.П. Глушко (ныне -
НПО «Энергомаш» имени В.П. Глушко);
проект ЯРД схемы В, разработанный в ОКБ-456
Главного конструктора В.П. Глушко;
ракетный двигатель на твердом топливе;
программа летных испытаний ЯРД, США;
ракетно-космическая техника;
радиолокационное изображение;
радиолокационное наблюдение;
ракета-носитель;
программа разработки ЯРД, США;
радиолокатор с синтезированной апертурой;

407
СБ
СВЧ
СМТ
SNAP
СОТР
СУРЗ
«Схема А»
«Схема В» -
СЭС-
ТВК-
ТК -
ТВС -
Твэл -
ТНА-
«Тополь» -
ТЭМ-
Уран-235, U235 -
ХГДИ-
ХИ-
ХПА-
ХПВ-
ЦИБ-
ЭДК-
солнечная батарея;
излучение (излучатель) сверхвысокой частоты;
средства межорбитальной транспортировки;
обозначение серии ЯЭУ, прошедших испытания
в космосе, США;
система обеспечения теплового режима
космического аппарата;
система управления, регулирования и защиты
реактора;
условное обозначение типа ЯРД, основой
которого является реактор с твердыми
поверхностями теплообмена;
условное обозначение ЯРД с газофазным реактором;
система энергоснабжения КА;
тепловыделяющий канал;
технологический канал реактора;
тепловыделяющая сборка, содержащая твэлы;
тепловыделяющий элемент реактора;
турбонасосный агрегат;
наименование программы разработки ЯЭУ с
термоэмиссионными преобразователями энергии, СССР;
транспортно-энергетический модуль;
основной делящийся изотоп урана;
холодные гидродинамические испытания
реактора ЯРД;
холодильник-излучатель в ЯЭУ с замкнутым
контуром и в СОТР космического аппарата;
холодный пуск реактора с применением в
качестве рабочего тела азота;
холодный пуск реактора с использованием
штатного рабочего тела - водорода;
Центральная испытательная база ЯРД, проект
которой был разработан в 60-е годы XX века, СССР;
энергодвигательный комплекс космического
аппарата;

408
ЭП
ЭРД
ЭУ
ЭУ-610
ЯЛБ
ЯРД
ЯР-1, ЯХР-П
ЯЭДУ-
ЯЭРД-2200,
ЯЭРД 11Б97 -
ЯЭУ
11Б91, РД-0410
11Б91-ИР-100,
ИРГИТ
энергетический пуск реактора;
электрореактивный двигатель;
энергетическая установка;
проект ЯЭУ на основе газофазного реактора,
разработанный в ОКБ-456 Главного конструктора
В.П. Глушко;
ядерный лунный буксир;
ядерный ракетный двигатель;
проекты ракет, оснащенных ядерными
ракетными двигателями, разработанные в ОКБ-1
Главного конструктора СП. Королева (ныне - РКК
«Энергия» имени СП. Королева);
ядерная энергодвигательная установка;
обозначения проектов ядерных
электрореактивных двигателей, разработанных в ОКБ-1
Главного конструктора СП. Королева;
ядерная энергетическая установка;
обозначения разработанного в СССР (КБ
Химической автоматики Главного конструктора А.Д. Ко-
нопатова) ЯРД схемы А;
стендовый вариант реактора ЯРД 11Б91,
разработанный и испытанный в СССР;
11Б91Х - «холодный» двигатель 11Б91.
Критерии подобия
Во
На
м
Nu
Больцмана;
Гартмана;
Маха;
Нуссельта;
Ре
Рг
Re
St
Пекле;
Прандтля;
Рейнольдса;
Стантона.

409
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 5
Глава 1. Краткий исторический очерк разработки ЯРД
в СССР и в США 8
Литература к главе 1 37
Глава 2. Состав двигателя, удельные характеристики
различных схем ЯРД 38
Глава 3. Основы расчета и обоснования конструкции ЯРД с
твердофазным реактором и ядерных энергетических
установок на его основе 52
Особенности теплофизики ЯРД и ЯЭУ 52
Обоснование конструктивной схемы реактора 58
Тепловыделяющая сборка 72
Анализ эффективности теплообменных
поверхностей в условиях конвективного
теплообмена 85
Теплогидравлические характеристики ТВС на
основе витых стержней специального профиля 92
Общие положения методики гидродинамических
и тепловых испытаний двигателя 100

410
Гидродинамические и тепловые характеристики
системы охлаждения реактора 107
Экспериментальная база и содержание
выполненных работ 107
Определение коэффициентов переноса
за системой параллельных каналов и
в кольцевом канале сложной формы 111
Ослабление местной закрутки газа в канале
кольцевого сечения 118
Исследование переноса тепла в пакете
витых стержней 127
Разработка конструкции модельных ТВС 143
Особенности процесса нагрева рабочего тела
в модельной ТВС 143
Оптимальный гидравлический диаметр
канала ТВС 149
Нейтронная физика реактора ЯРД 150
Расчет нейтронно-физических характеристик
реактора 150
Экспериментальное исследование нейтронной
физики реактора 156
Радиационная и тепловая защита реактора 161
Ядерные энергетические установки
на основе твердофазных реакторов 163
Общие вопросы построения схем установок,
состав узлов и систем ЯЭДУ 163
Пластинчатые теплообменники 169
Капельный холодильник-излучатель 175
Подготовка реактора ЯРД к натурным испытаниям 188
Литература к главе 3 , 195

411
Глава 4. Натурные испытания ЯРД с твердофазным
реактором 200
Стендовая база для натурной отработки ЯРД 200
Испытания модельных ТВС в реакторе ИГР 211
Испытания ТВС и блоков активной зоны
в реакторе ИВГ 225
Испытания стендового прототипа реактора ЯРД 230
Физический пуск 231
Холодная газодинамическая настройка
рабочих трактов реактора 234
Контрольный физический пуск 236
Холодные гидродинамические испытания 238
Энергетический пуск 240
Огневые испытания 242
Радиационные исследования при проведении
натурных испытаний ЯРД 248
Испытания внереакторных узлов ЯРД 254
Обеспечение радиационной и ядерной безопасности
при эксплуатации ЯРД и ЯЭУ 259
Литература к главе 4 265
Глава 5. Ядерные ракетные двигатели и ядерные энергетические
установки с газофазным реактором 267
Особенности ЯРД и ЯЭУ с газофазным реактором
и научные проблемы, связанные с их разработкой 267
Нейтронная физика газофазного реактора 273
Физические схемы газофазных реакторов 273
Основные материалы реактора 274

412
Методика расчета реактора 279
Экспериментальные исследования на
критических сборках реактора 287
Влияние высокой температуры замедлителя и
рабочего тела на критические параметры
реактора 297
Способы уменьшения перемешивания газовых
потоков различной скорости и плотности 299
Постановка задачи для расчетных и
экспериментальных исследований 299
Турбулентное смешение потоков различной
скорости 302
Течение в слое смешения на участке перехода
к турбулентности 305
Трехпараметрическая модель турбулентности 313
Влияние магнитного поля на гидродинамическую
устойчивость и турбулентность проводящих сред 320
Теплофизические свойства рабочих сред
газофазного реактора 326
Литература к главе 5 328
Глава в. Ядерные ракетные двигатели и энергетические
установки других схем 332
ЯРД с центробежным удержанием ядерного топлива 332
Ударно-импульсные ЯРД 338
ЯЭУ, использующие гексафторид урана 340
Установка мощностью 300 кВт (эл) 343
Установка мощностью 7,5 МВт (эл) 346
Литература к главе 6 349

413
Глава 7. Перспективы применения космических ядерных
двигателей и ядерных энергетических установок 350
Тенденции развития ракетно-космической техники
и средства обеспечения высокой энергоемкости
космических комплексов 351
Задачи, решаемые на энергоемких околоземных
орбитах 358
Радиолокационное наблюдение Земли 358
Специальная связь 362
Межорбитальная транспортировка
и энергоснабжение 362
Транспортное обслуживание лунных баз 368
Исследование дальних планет Солнечной системы
автоматическими КА 376
Пилотируемая экспедиция на Марс 382
МЭК (марсианский экспедиционный комплекс)
на основе ДУ с кислородо-водородными ЭКРД
и автономной энергетической установки 387
МЭК с ядерной энергодвигательной установкой
на основе твердофазного реактора 389
МЭК с ядерной термоэмиссионной энергетической
установкой и электроракетными двигателями 392
МЭК с ядерной энергодвигательной установкой
на основе высокотемпературного
газофазного реактора 395
Литература к главе 7 399
Заключение 402
Список сокращений и условный обозначений 404

414
Демянко Юрий Георгиевич,
Конюхов Георгий Владимирович,
Коротеев Анатолий Сазонович,
Кузьмин Евгений Петрович,
Павельев Анатолий Абрамович.
Ядерные ракетные двигатели
Верстка Е.И.Семеновой
Обложка Л.А. Воробьевой
Сдано в набор 25.12.2000 г. Подписано в печать 09.07.2001 г.
Формат 60 х 90 / 16. Бумага офсетная. Печать офсетная.
Объем 26 п. л. Гарнитура школьная.
Тираж 1000 экз. Заказ №
ООО «Норма-Информ» Лицензия ИД № 02445 от 24.07.2000 г.
Отпечатано в типографии «Фабрика Печатной Рекламы»
125438, Москва, Онежская ул., 8/10
Тел. 974-33-38, 974-10-05
e-mail: comm@ria-norma.com